Upload
buikhuong
View
266
Download
12
Embed Size (px)
Citation preview
ANALISIS STRUKTUR P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425)
JALAN BEBAS HAMBATAN TANJUNG PRIOK
SEKSI E2-A TERHADAP BEBAN GEMPA
YESY RATNA SARI
F44090005
DEPARTEMEN TEKNIK SIPIL DAN LINGKUNGAN
FAKULTAS TEKNOLOGI PERTANIAN
INSTITUT PERTANIAN BOGOR
2014
PERNYATAAN MENGENAI SKRIPSI DAN
SUMBER INFORMASI SERTA PELIMPAHAN HAK CIPTA
Dengan ini saya menyatakan bahwa skripsi berjudul Analisis Struktur P106-
P107 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi
E2-A terhadap Beban Gempa adalah benar karya saya dengan arahan dari dosen
pembimbing dan belum diajukan dalam bentuk apa pun kepada perguruan tinggi
mana pun Sumber informasi yang berasal atau dikutip dari karya yang diterbitkan
maupun tidak diterbitkan dari penulis lain telah disebutkan dalam teks dan
dicantumkan dalam Daftar Pustaka di bagian akhir skripsi ini
Dengan ini saya melimpahkan hak cipta dari karya tulis saya kepada Institut
Pertanian Bogor
Bogor Februari 2014
Yesy Ratna Sari
NIM F44090005
ABSTRAK
YESY RATNA SARI Analisis Struktur P106-P107 (Sta7+38850 ~
Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A terhadap Beban
Gempa Dibimbing oleh ERIZAL dan MUHAMMAD FAUZAN
Mengingat Indonesia terletak pada zona tektonik yang sangat aktif ketahanan
struktur termasuk juga struktur jalan tol terhadap gempa menjadi sebuah hal yang
perlu diperhitungkan Tujuan dari penelitian ini adalah menganalisis struktur
P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok
seksi E2-A terhadap beban gempa dengan mengacu pada Peta Hazard Gempa
Indonesia 2010 menggunakan metode respon spektrum Hasil penelitian
menunjukkan bahwa kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head
dan pier aman terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor
gempa Jumlah kebutuhan tendon pada girder diperoleh sebanyak 125 tendon
( 987 mm2) dan pier head sebanyak 558 tendon ( 1387 mm
2) Pada
slab digunakan tulangan lentur D19-150 Tulangan geser girder digunakan D22-
1325 pada area tumpuan dan D13-150 pada area lapangan Pada pier head
digunakan tulangan lentur D32 dan tulangan geser D16 Hasil analisis pier
menggunakan program PCA Col menunjukkan kapasitas pier mampu menahan
kombinasi beban yang terjadi sehingga struktur pier aman terhadap beban gempa
Kata kunci infrastruktur jembatan tendon gempa momen
ABSTRACT
YESY RATNA SARI STRUCTURAL ANALYSIS OF P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) TANJUNG PRIOK ACCESS ROAD SECTION
E2-A UNDER EARTHQUAKE LOADS Supervised by ERIZAL and
MUHAMMAD FAUZAN
The resistance of building structure included high way should be considered
because Indonesia laid in a highly active tectonic zone The purpose of this
research is to analyze the structure of fly over P106-P107 (Sta 7 +38850 ~ Sta 7
+42425) at Tanjung Priok Access Road section E2-A under earthquake loads
based on Peta Hazard Gempa Indonesia 2010 using response spectrum method
Based on the result of this research is obtained that for slab girder pier head and
pier structure are safed under earthquake loads The amount of tendon needs for
the girder is 125 tendons ( 987 mm2) and for the pier head is 558 tendons
( 1387 mm2) For slab is used flexural reinforcement D19-150 The shear
reinforcement for girder is used D22-1325 at pedestal area and D13-150 at field
area For pier head is used flexural reinforcement D32 and shear reinforcement
D16 The result analysis of pier using software PCA Col showed that the pier
capacity is strong enough to endure loading combinations so the pier structure is
safed under earthquake loads
Keywords infrastructure bridge tendon earthquake moment
Skripsi
sebagai salah satu syarat untuk memperoleh gelar
Sarjana Teknik
pada
Departemen Teknik Sipil dan Lingkungan
ANALISIS STRUKTUR P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425)
JALAN BEBAS HAMBATAN TANJUNG PRIOK
SEKSI E2-A TERHADAP BEBAN GEMPA
YESY RATNA SARI
F44090005
DEPARTEMEN TEKNIK SIPIL DAN LINGKUNGAN
FAKULTAS TEKNOLOGI PERTANIAN
INSTITUT PERTANIAN BOGOR
2014
Judul Skripsi Analisis Struktur P106-P107 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425)
Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
terhadap Beban Gempa
Nama Yesy Ratna Sari
NIM F44090005
Disetujui oleh
Pembimbing I Pembimbing II
Dr Ir Erizal MAgr
Muhammad Fauzan ST MT
Diketahui oleh
Plh Ketua Departemen Teknik Sipil dan Lingkungan
Dr Yudi Chadirin STP MAgr
Tanggal Lulus
ludul Skripsi Analisis Struktur PI06-PI07 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425) lalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A terhadap Beban Gempa
Nama Yesy Ratna Sari NIM F44090005
Disetujui oleh
Pembimbing I Pembimbing II
Muhammad Fauzan ST MT
Diketahui oleh
STP MA
Tanggal Lulus 12 S ~E~ 204
PRAKATA
Puji syukur ke hadirat Tuhan Yang Maha Esa atas segala karunia-Nya
sehingga karya ilmiah ini berhasil diselesaikan Penelitian dengan judul Analisis
Struktur P106-P107 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A terhadap Beban Gempa ini telah dilaksanakan pada
bulan Februari hingga Juni 2013
Dengan telah selesainya penelitian dan tersusunnya skripsi ini penulis
menyampaikan terima kasih yang sebesar-besarnya kepada
1 Dr Ir Erizal MAgr sebagai dosen pembimbing pertama yang telah senantiasa
memberikan arahan dan bimbingan selama masa studi serta dalam
penyelesaian skripsi ini
2 Muhammad Fauzan ST MT sebagai dosen pembimbing kedua yang telah
banyak memberikan ilmu dalam bidang struktur jembatan serta memberikan
kesempatan dan pengalaman bekerja sebagai tim di MFA
3 Sutoyo STP MSI sebagai dosen penguji yang telah memberikan masukan
yang sangat bermanfaat
4 Staf laboratorium dan tata usaha Departemen Teknik Sipil dan Lingkungan
yang telah banyak membantu dalam bidang administrasi dan perkuliahan
5 Kedua orang tua beserta keluarga yang selalu mendukung dan memberikan
semangat kepada penulis
6 Teman-teman satu bimbingan dan satu tim Sisca Fahril Hafiz Qori Rafdi
dan Anti serta seluruh SIL 46 yang senantiasa menyemangati dan
menginspirasi satu sama lain
7 Teman-teman SIL 45 yang telah banyak memberi masukan serta teman-teman
SIL 47 atas kerja sama dan kebersamaannya
8 Pihak-pihak lain yang tidak dapat disebutkan satu persatu atas segala bantuan
dan dukungan yang telah diberikan
Semoga karya ilmiah ini dapat bermanfaat dan memberikan kontribusi
nyata terhadap perkembangan ilmu pengetahuan di bidang Teknik Sipil dan
Lingkungan
Bogor Februari 2014
Yesy Ratna Sari
DAFTAR ISI
DAFTAR TABEL i
DAFTAR GAMBAR i
DAFTAR LAMPIRAN ii
DAFTAR NOTASI ii
PENDAHULUAN 1
Latar Belakang Perumusan Masalah 2
Tujuan dan Manfaat Penelitian 2
Ruang Lingkup Penelitian 2
TINJAUAN PUSTAKA 3
Jembatan 3
Beton Prategang (Prestressed Concrete) 3
Standar Perencanaan Jembatan 5
Pembebanan Pada Jembatan 5
Desain dan Perhitungan Balok dan Kolom 12
Software CSI Bridge dan PCA Col 14
METODOLOGI 15
Waktu dan Tempat 15
Alat dan Bahan 15
Tahapan Penelitian 17
Pemodelan Struktur 18
HASIL DAN PEMBAHASAN 22
Model Struktur Jembatan 22
Input Pembebanan 23
Hasil Gaya Dalam (Internal Force) 30
Perhitungan Tendon 32
Perhitungan Tulangan 34
Pemeriksaan Kolom 41
SIMPULAN DAN SARAN 45
DAFTAR PUSTAKA 46
LAMPIRAN 47
DAFTAR TABEL
Tabel 1 Berat Jenis untuk Beban Mati (kNm3) 6 Tabel 2 Faktor Beban Akibat Beban Angin 8 Tabel 3 Koefisien Seret 8 Tabel 4 Penentuan Kelas Situs Tanah 9 Tabel 5 Nilai Koefisien Fa 10 Tabel 6 Nilai Koefisien Fv 10 Tabel 7 Kombinasi Pembebanan 23 Tabel 8 Kombinasi Beban ldquoDrdquo Arah Longitudinal Jembatan 26
Tabel 9 Perhitungan Nilai 28 Tabel 10 Akselerasi Spektrum Gempa Wilayah Jakarta 30
DAFTAR GAMBAR
Gambar 1 Data Episenter Gempa Utama di Indonesia dan Sekitarnya untuk
Magnituda M ge 5 yang Dikumpulkan dari Berbagai Sumber dalam
Rentang Waktu 1900-2009 1 Gambar 2 Contoh Struktur Sebuah Jembatan 3 Gambar 3 Konsep Perbedaan Beton Bertulang (Reinforced Concrete) dan
Beton Prategang (Prestressed Concrete) 4 Gambar 4 Desain Respon Spektrum 16 Gambar 5 Peta Respon Spektra Percepatan 02 Detik (SS) di Batuan Dasar
(SB) untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun 11 Gambar 6 Peta Respon Spektra Percepatan 10 Detik (S1) di Batuan Dasar
(SB) untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun 11 Gambar 7 Areal Aoh 13
Gambar 8 Denah Lokasi Proyek yang Ditinjau 15 Gambar 9 Diagram Alir Penelitian 17 Gambar 10 Layout Line Struktur Fly Over 18 Gambar 11 Input Material dan Penampang PCU Girder 19 Gambar 12 Penampang Superstruktur Jembatan 19 Gambar 13 Jenis Perletakan 20 Gambar 14 Input Kombinasi Pembebanan 20
Gambar 15 Input Respon Spektrum Wilayah Jakarta 21 Gambar 16 Akibat Kombinasi Pembebanan 21 Gambar 17 Pemodelan Struktur Fly Over 22
Gambar 18 Tampak Depan Struktur Fly Over 22
Gambar 19 Tampak Samping Struktur Fly Over 22
Gambar 20 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kiri 25 Gambar 21 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kanan 25
Gambar 22 Input Beban Truk ldquoTrdquo 26 Gambar 23 Input Pengaruh Temperatur 27 Gambar 24 Proyeksi Tumbukan pada Pier Terhadap Sumbu X dan Sumbu Y 27 Gambar 25 Peta Gempa untuk wilayah Jakarta 29 Gambar 26 Grafik Respon Spektrum Wilayah Jakarta Berdasarkan Peta Hazard
Gempa 2010 30 Gambar 27 Hasil Momen Akibat Berat Sendiri pada Jembatan 31
Gambar 28 Hasil Gaya Dalam Akibat Kombinasi Pembebanan ULS-5I 31
Gambar 29 Deformasi yang Terjadi pada Struktur Akibat Beban Hidup 32 Gambar 30 Pemodelan Pier 41
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1 42 Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1 42 Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2 43 Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2 43 Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1 44 Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2 44
DAFTAR LAMPIRAN
Lampiran 1 Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau Lampiran 2 Grafik Bore Log
Lampiran 3 Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier Lampiran 4 Layout Tendon U Girder Tipe F Lampiran 5 Layout Tendon Pier Head
Lampiran 6 Tulangan Deck Slab U Girder
Lampiran 7 Tulangan Girder Tipe F
Lampiran 8 Tulangan Pier Head
Lampiran 9 Tulangan Pier
DAFTAR NOTASI
a = tinggi blok tegangan tekan persegi ekivalen beton dalam analisis
kekuatan batas penampang beton bertulang akibat lentur
A = luas penampang m2
Ag = luas brutto penampang mm2
Aps = luas tulangan prategang dalam daerah tarik mm2
As = luas tulangan tarik non-prategang mm2
Av = luas tulangan geser dalam daerah sejarak s atau luas tulangan geser yang
tegak lurus terhadap tulangan lentur tarik dalam suatu daerah sejarak s
pada komponen struktur lentur tinggi mm2
b = lebar dari muka tekan komponen struktur mm
bw = lebar badan balok atau diameter dari penampang bulat mm
d = jarak dari serat tekan terluar ke pusat tulangan tarik mm
drsquo = tebal selimut beton mm
e = eksentrisitas (mm)
Ec = modulus elastisitas beton MPa
Es = modulus elastisitas tulangan MPa
f crsquo = kuat tekan beton yang disyaratkan pada umur 28 hari MPa
fpu = kuat tarik baja prategang MPa
fpe = tegangan tekan dalam beton akibat gaya prategang efektif saja (setelah
memperhitungkan semua kehilangan prategang) pada serat terluar dari
penampang dimana tegangan tarik terjadi akibat beban luar MPa
fs = tegangan dalam tulangan yang dihitung pada beban kerja
MPa
fy = tegangan leleh yang disyaratkan dari tulangan non-prategang
h = tinggi total komponen struktur mm
I = momen inersia penampang (mm4)
Jt = modulus puntir yang besarnya bisa diambil sebesar 04x2y
untuk penampang segiempat masif atau sebesar 04Σx2y untuk
penampang masif berbentuk T L atau I atau sebesar 2Ambw untuk
penampang berongga dinding tipis di mana Am adalah luas yang
dibatasi garis median dinding dari lubang tunggal (mm2)
L = panjang bentang jembatan m
Mcr = momen yang menyebabkan terjadinya retak lentur pada penampang
akibat beban luar
Mn = kekuatan momen nominal penampang Nmm
Mu = momen terfaktor akibat kombinasi pengaruh gaya luar yang terbesar
pada penampang Nmm
Nn = kekuatan aksial tekan penampang N
Nu = beban aksial terfaktor akibat kombinasi pengaruh gaya luar yang
terbesar yang tegak lurus pada penampang diambil positif untuk tekan
negatif untuk tarik dan memperhitungkan pengaruh dari tarik akibat
rangkak dan susut
Rn = besaran ketahanan atau kekuatan nominal dari penampang komponen
struktur
s = spasi dari tulangan geser atau puntir dalam arah paralel dengan tulangan
longitudinal mm
Tc = kuat puntir nominal yang disumbangkan oleh beton
Tn = kuat puntir nominal dari penampang komponen struktur
Ts = kuat puntir nominal yang disumbangkan oleh tulangan puntir
Tu = momen puntir terfaktor akibat kombinasi pengaruh gaya luar yang
terbesar pada penampang
Vc = kuat geser nominal yang disumbangkan oleh beton
Vn = kuat geser nominal dari penampang komponen struktur
Vs = kuat geser nominal yang disumbangkan oleh tulangan geser
Vu = gaya geser terfaktor akibat kombinasi pengaruh gaya luar yang terbesar
pada penampang
wc = berat jenis beton (kNm3)
W = berat komponen (kN)
x = dimensi terpendek bagian segiempat dari suatu penampang
y = dimensi terpanjang bagian segiempat dari suatu penampang
y = jarak tendon terhadap dimensi terluar dari beton
β1 = faktor tinggi blok tegangan tekan persegi ekivalen beban
ρ = rasio tulangan tarik non-prategang
ρrsquo = rasio tulangan tekan non-prategang
ρmin = rasio tulangan minimum terhadap luas penampang beton
ρb = rasio tulangan yang memberikan kondisi regangan yang seimbang
wc = berat jenis beton (kNm3)
= faktor reduksi kekuatan
σ = tegangan tendon prategang (MPa)
ω = indeks tulangan tarik non-prategang yang adalah = ρfyfcrsquo
ωrsquo = indeks tulangan tekan yang adalah = ρrsquofyfcrsquo
p = faktor yang memperhitungkan jenis tendon prategang
1
PENDAHULUAN
Dewasa ini peningkatan aktivitas perekonomian secara tidak langsung
semakin menuntut dibutuhkannya jaringan transportasi yang baik guna
memperlancar arus barang dan jasa Pesatnya perkembangan ilmu pengetahuan
dan teknologi juga telah menjadi salah satu faktor pendorong kemajuan di bidang
infrastruktur Dalam jaringan transportasi fungsi jalan dan jembatan sebagai
penghubung sebuah sistem memegang peranan yang sangat penting
Pembangunan Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok merupakan salah satu
contoh pentingnya jaringan jalan dalam sebuah sistem transportasi Struktur jalan
tol yang dibangun memerlukan perencanaan yang matang dari berbagai aspek
agar dapat memenuhi kebutuhan lalu lintas Sebuah jalan tol direncanakan
berdasarkan kebutuhan volume kendaraan yang melintas faktor daya dukung
tanah serta koneksi antar ruas jalan tol lainnya
Perencanaan struktur bangunan saat ini secara umum telah memasukkan
faktor gempa untuk menciptakan suatu struktur yang aman dan terhindar dari
kerusakan-kerusakan fatal akibat gempa Mengingat Indonesia terletak pada zona
tektonik yang sangat aktif ketahanan struktur bangunan terhadap gempa menjadi
sebuah hal yang perlu diperhitungkan Seperti halnya Jepang dan California
Indonesia termasuk dalam wilayah yang sangat rawan bencana gempa bumi Hal
ini dikarenakan tiga lempeng besar dunia dan sembilan lempeng kecil lainnya
saling bertemu di wilayah Indonesia serta membentuk jalur-jalur pertemuan
lempeng yang kompleks Keberadaan interaksi antar lempeng-lempeng tersebut
menempatkan Indonesia sebagai wilayah rawan gempa Dalam 6 tahun terakhir
diantaranya tercatat beberapa bencana gempa besar yang terjadi di wilayah Aceh
Nias Yogya dan Padang yang menyebabkan keruntuhan infrastruktur dan korban
jiwa
Gambar 1 Data Episenter Gempa Utama di Indonesia dan Sekitarnya untuk
Magnituda M ge 5 yang Dikumpulkan dari Berbagai Sumber dalam Rentang
Waktu 1900-2009
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
2
Latar Belakang
Suatu struktur yang dibangun perlu didesain sesuai dengan kriteria standar
perencanaan serta tahan terhadap beban gempa mengingat Indonesia terletak pada
zona tektonik yang aktif Perencanaan struktur tahan gempa sangat penting untuk
menciptakan struktur yang aman dan terhindar dari kerusakan-kerusakan fatal
akibat gempa
Perumusan Masalah
Berdasarkan kriteria standar perencanaan dan peta gempa terbaru perlu
dilakukan analisis terhadap struktur yang ditinjau dengan mengacu pada Peta
Hazard Gempa 2010 Pada penelitian ini dilakukan analisis struktur P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
Analisis dilakukan dengan membandingkan gaya dalam yang terjadi akibat
pembebanan terhadap kapasitas nominal dari struktur tersebut
Tujuan Penelitian
Tujuan dari penelitian ini adalah menganalisis struktur fly over P106-P107
(Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok seksi E2-A
terhadap beban gempa Hasil analisis yang berupa perhitungan jumlah tendon dan
tulangan kemudian dibandingkan dengan kondisi eksisting
Manfaat Penelitian
Manfaat dari penelitian ini adalah dapat mengaplikasikan ilmu pengetahuan
di bidang teknik sipil dan lingkungan
Ruang Lingkup Penelitian
Penelitian ini dilakukan dengan beberapa ruang lingkup sebagai berikut
1 Analisis dilakukan pada struktur P106-P107 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425)
Jenis pembebanan yang termasuk ke dalam analisis adalah berat sendiri
beban mati tambahan beban lalu lintas prategang suhu gaya rem tumbukan
beban angin dan beban gempa
2 Struktur fly over yang ditinjau adalah slab girder pier head dan pier
3 Analisis ketahanan gempa dilakukan dengan mengacu pada Peta Hazard
Gempa Indonesia 2010 menggunakan metode analisis gempa dinamis
4 Pemodelan struktur dan analisis gaya dalam dilakukan menggunakan program
CSI Bridge Versi 15
5 Analisis dilakukan dengan membandingkan jumlah tendon dan tulangan hasil
evaluasi dengan kondisi eksisting
3
TINJAUAN PUSTAKA
Jembatan
Jembatan merupakan salah satu infrastruktur yang berperan penting dalam
kehidupan manusia Jembatan juga menjadi elemen kunci dalam sebuah sistem
transportasi karena merupakan pengontrol kapasitas daripada sistem tersebut baik
dari segi berat maupun volume lalu lintas Berdasarkan bahan konstruksinya
jembatan dapat dibedakan menjadi beberapa macam antara lain jembatan kayu
jembatan beton bertulang jembatan beton prategang jembatan baja dan jembatan
komposit Penggunaan bahan penyusun jembatan tergantung daripada kebutuhan
desain konstruksi (Supriyadi dan Muntohar 2007)
Secara umum struktur suatu jembatan dapat dibagi menjadi 2 bagian yaitu
struktur atas dan struktur bawah Struktur atas (superstructure) merupakan bagian
yang menerima beban langsung yang meliputi berat sendiri beban mati beban
mati tambahan beban lalu-lintas dan beban lingkungan Struktur atas jembatan
umumnya meliputi slab lantai kendaraan girder balok diafragma dan tumpuan
(bearing) Struktur bawah (substructure) jembatan berfungsi memikul seluruh
beban struktur atas dan beban lain yang ditimbulkan oleh lingkungan untuk
disalurkan ke dalam tanah Struktur bawah terdiri dari kolom (pier) pile cap dan
pondasi (Barker and Pucket 2007)
Gambar 2 Contoh Struktur Sebuah Jembatan
Sumber httpenblogunikomacidbridge-structure694
Beton Prategang (Prestressed Concrete)
Beton memiliki kuat tekan yang tinggi namun lemah terhadap kuat tarik
Gaya tarik yang bekerja tersebut dapat menyebabkan retak (crack) dan patah
Beton polos (unreinforced concrete) hanya dapat digunakan pada kasus material
mengalami beban tekan atau pada kondisi tegangan tarik yang sangat rendah
sehingga beton perlu diperkuat dengan tulangan baja yang memiliki kuat tarik
tinggi Pada beton bertulang retak dan defleksi pada dasarnya tidak dapat kembali
apabila komponen struktur tersebut telah mencapai kondisi batas pada saat
mengalami beban kerja Karena rendahnya kapasitas tarik pada beton maka retak
lentur terjadi pada taraf pembebanan yang masih rendah Untuk mengurangi
4
atau mencegah berkembangnya retak tersebut gaya konsentris atau eksentris
diberikan dalam arah longitudinal elemen struktural Gaya ini mencegah
berkembangnya retak dengan cara mengeliminasi atau sangat mengurangi
tegangan tarik di bagian tumpuan dan daerah kritis pada kondisi beban kerja
sehingga dapat meningkatkan kapasitas lentur geser dan torsional penampang
tersebut Gaya longitudinal tersebut merupakan gaya prategang yaitu gaya tekan
yang memberikan prategangan pada penampang di sepanjang bentang suatu
elemen struktural sebelum bekerjanya beban mati dan beban hidup transversal
atau beban hidup horizontal transien (Nawy 2001)
Beton prategang adalah beton bertulang yang diberi tegangan dalam untuk
mengurangi tegangan tarik potensial dalam beton akibat beban kerja Pada beton
bertulang tulangan di dalam komponen struktur tidak memberikan gaya dari
dirinya pada komponen struktur tersebut suatu hal yang berlawanan dengan aksi
baja prategang Baja tendon yang dibutuhkan untuk menghasilkan gaya prategang
di dalam komponen struktur prategang secara aktif memberikan beban awal pada
komponen struktur sehingga memungkinkan terjadinya pemulihan retak dan
defleksi Apabila kuat tarik lentur beton terlampaui komponen struktur prategang
mulai beraksi seperti elemen beton bertulang (Nawy 2001)
Gambar 3 Konsep Perbedaan Beton Bertulang (Reinforced Concrete) dan Beton
Prategang (Prestressed Concrete)
Sumber httpptsindianetdesign_criteriahtml
Pada beton prategang tegangan permanen diberikan di komponen struktur
sebelum seluruh beban mati dan beban hidup bekerja agar tegangan tarik netto
yang ditimbulkan oleh beban-beban tersebut dapat dieliminasi atau sangat
dikurangi Komponen struktur prategang mempunyai tinggi lebih kecil
dibandingkan beton bertulang untuk kondisi bentang dan beban yang sama akibat
eliminasi tegangan tarik netto yang ditimbulkan oleh beban dengan adanya
struktur prategang (Nawy 2001)
Terdapat dua teknik prategang pada beton yaitu pre-tensioning dan post-
tensioning Teknik pre-tensioning adalah pemberian tegangan pada tendon
sebelum beton dicor Teknik ini pada prinsipnya digunakan untuk
5
konstruksi jembatan bentang pendek yang menggunakan balok jembatan standar
Teknik post-tensioning merupakan pemberian tegangan yang dilakukan setelah
beton dicor
Standar Perencanaan Jembatan
Terdapat dua pendekatan dalam perencanaan sebuah struktur jembatan yaitu
rencana tegangan kerja dan rencana keadaan batas (ultimit)
1 Rencana Tegangan Kerja
Pendekatan ini merupakan pendekatan elastis yang digunakan untuk
memperkirakan kekuatan atau stabilitas dengan membatasi tegangan dalam
struktur sampai tegangan izin Tegangan izin tersebut dibuat dengan membuat
beberapa toleransi untuk stabilitas tidak linear dan pengaruh bahan pada
kekuatan struktur terisolasi dengan membagi kekuatan ultimate dengan faktor
keamanan (SF)
Pendekatan menggunakan tegangan kerja memiliki kelemahan yaitu kurangnya
efisiensi dalam mencapai tingkat keamanan yang konsisten bila faktor keamanan
digunakan pada bahan saja
2 Rencana Keadaan Batas (Ultimate)
Pada rencana keadaan batas margin keamanan digunakan lebih merata
pada seluruh struktur melalui penggunaan faktor keamanan parsial Tidak seperti
cara tegangan kerja yang mana faktor keamanan digunakan hanya untuk bahan
dalam rencana keadaan batas faktor keamanan terbagi antara beban dan bahan
faktor reduksi kekuatan x kapasitas nominal ge faktor beban x beban nominal
Rencana keadaan batas lebih rasional dibandingkan pendekatan tegangan kerja
Perencanaan yang dihasilkan oleh penggunaan prinsip keadaan batas akan lebih
ekonomis dan akan menghasilkan jembatan dengan kemampuan kapasitas dan
kekuatan yang merata
Pembebanan Pada Jembatan
Jenis-jenis beban yang perlu diperhitungkan dalam merancang suatu jembatan
menurut RSNI T-02-2005 tentang Standar Pembebanan untuk Jembatan adalah
sebagai berikut
1 Beban Mati (Dead Load)
Berat sendiri dan beban mati tambahan termasuk ke dalam kategori beban mati
A Berat Sendiri
Berat sendiri struktur merupakan semua beban tetap yang berasal dari
berat bangunan dan elemen-elemen struktural lain yang dipikulnya Termasuk
dalam hal ini adalah berat bahan dan bagian jembatan yang merupakan
6
elemen struktural ditambah dengan elemen non struktural yang dianggap tetap
Perhitungan berat sendiri dapat dilakukan menggunakan rumus
(1)
Keterangan
berat komponen persatuan volume (kNm3)
bentang jembatan (m)
luas penampang (m2)
Nilai berat komponen persatuan volume atau berat isi untuk berbagai jenis bahan
telah tercantum pada RSNI T-02-2005
Tabel 1 Berat Jenis untuk Beban Mati (kNm3)
No Bahan BeratSatuan Isi (kNm3) KerapatanMasa (kgm
3)
1 Campuran aluminium 2627 2720
2 Lapisan permukaan beraspal 22 2240
3 Besi tuang 71 7200
4 Timbunan tanah dipadatkan 172 1760
5 Kerikil dipadatkan 188-227 1920-2320
6 Aspal beton 22 2240
7 Beton ringan 1225-196 1250-2000
8 Beton 220-250 2240-2560
9 Beton prategang 250-260 2560-2640
10 Beton bertulang 235-255 2400-2600
11 Timbal 111 11400
12 Lempung lepas 125 1280
13 Batu Pasangan 235 2400
14 Neoprin 113 1150
15 Pasir kering 157-172 1600-1760
16 Pasir basah 180-188 1840-1920
17 Lumpur lunak 172 1760
18 Baja 77 7850
19 Kayu (ringan) 78 800
20 Kayu (keras) 11 1120
21 Air murni 98 1000
22 Air garam 10 1025
23 Besi tempa 755 7680
7
B Beban Mati Tambahan (Superimposed Dead Load)
Beban mati tambahan adalah berat seluruh bahan yang membentuk suatu
beban pada jembatan yang merupakan elemen non struktural dan besarnya dapat
berubah selama umur jembatan Beban mati tambahan dapat berupa utilitas pada
saat pengerjaan jembatan berat pelapisan kembali permukaan jembatan parapet
trotoar lampu jembatan pipa air serta sarana lainnya yang dipikul langsung oleh
jembatan
2 Beban Hidup (Live Load)
Beban hidup terdiri dari semua beban bergerak yang bekerja pada deck
jembatan Beban hidup terdiri dari beban kendaraan kereta maupun beban
pejalan kaki Beban hidup dapat tersebar merata sepanjang deck seperti beban
padatnya lalu lintas dan beban kereta api yang panjang ataupun dapat berupa
beban terpusat seperti beban truk berat tunggal poros dan lokomotif Beban lalu
lintas untuk perencanaan jembatan terdiri atas beban lajur ldquoDrdquo dan beban truk ldquoTrdquo
A Beban Lajur ldquoDrdquo
Beban Lajur ldquoDrdquo bekerja pada seluruh lebar lajur kendaraan dan
menimbulkan pengaruh pada jembatan yang ekuivalen dengan rangkaian
kendaraan yang sebenarnya Jumlah total beban lajur ldquoDrdquo yang bekerja tergantung
pada lebar lajur kendaraan jembatan Beban lajur D terdiri dari beban terbagi rata
(BTR) yang digabung dengan beban garis (BGT)
Beban Terbagi Rata (BTR)
Beban terbagi rata mempunyai intensitas q (KPa) dimana besarnya q tergantung
pada panjang total yang dibebani L seperti berikut
L le 30 m q = 90 kPa (2)
L gt 30 m q = 90 ( 05 15
L ) kPa (3)
Dengan pengertian
q = intensitas beban terbagi rata (BTR) dalam arah memanjang jembatan
Beban Garis Terpusat (BGT)
Beban garis dengan intensitas p kNm harus ditempatkan tegak lurus terhadap
arah lalu lintas pada jembatan Besarnya intensitas p adalah 490 kNm
B Beban Truk ldquoTrdquo
Pembebanan truk ldquoTrdquo merupakan kendaraan berat dengan jumlah 3 as Berat
dari masing-masing as disebarkan menjadi 2 beban merata sama besar yang
merupakan bidang kontak antara roda dengan permukaan lantai yang dimaksud
agar mewakili pengaruh roda kendaraan berat Terlepas dari panjang jembatan
atau susunan bentang hanya ada satu kendaraan truk ldquoTrdquo yang bisa ditempatkan
pada satu lajur lalu lintas rencana Kendaraan truk ldquoTrdquo harus ditempatkan
ditengah-tengah lajur lalu lintas rencana
8
3 Beban Angin
Tabel 2 Faktor Beban Akibat Beban Angin
Keadaan Batas
Lokasi
sampai 5 km dari pantai
(mdetik)
gt 5 km dari pantai
(mdetik)
Daya Layan 30 25
Ultimit 35 30
Faktor beban tersebut tidak berlaku untuk jembatan besar atau penting
seperti yang ditentukan oleh instansi yang berwenang Jembatan-jembatan
demikian harus diselidiki secara khusus akibat pengaruh beban angin termasuk
respons dinamis jembatan Gaya nominal ultimit dan daya layan jembatan akibat
pengaruh angin TEW tergantung kecepatan angin rencana seperti berikut
TE = 00006 Cw w 2Ab [kN] (4)
Keterangan
w kecepatan angin rencana (ms) untuk keadaan batas yang ditinjau
koefisien seret
luas koefisien bagian samping jembatan (m2)
Tabel 3 Koefisien Seret
Tipe Jembatan
Bangunan atas massif
bd = 10
bd = 20
bd ge 60
Bangunan atas rangka
21
15
125
12 Keterangan
b lebar keseluruhan jembatan dihitung dari sisi luar sandaran
d tinggi bangunan atas termasuk tinggi bagian sandaran yang masif
Harga antara dari bd bias diinterpolasi linier
Apabila bangunan atas mempunyai superelevasi harus dinaikkan sebesar 3
untuk setiap superelevasinya dengan kenaikan maksimum 25
4 Beban Gempa
Standar perencanaan ketahanan gempa untuk jembatan diatur dalam SNI
28332008 Standar tersebut membahas analisis dinamis dan digunakan untuk
merencanakan struktur jembatan tahan gempa sehingga kerusakan terjadi
setempat dan mudah diperbaiki struktur tidak runtuh dan dapat dimanfaatkan
kembali Analisis dinamis diperlukan sebagai verifikasi bila kinerja struktur
terhadap gempa tidak diwakili sepenuhnya oleh prosedur perhitungan statis dan
semi dinamis Cara spektral moda tunggal dan majemuk dengan atau tanpa
pengaruh interaksi tanah merupakan perhitungan semi-dinamis Analisis dinamis
dengan cara riwayat waktu sering menggunakan rekaman akselerasi gempa dari
luar sehingga perlu disesuaikan dengan akselerasi puncak (Peak Ground
Acceleration) untuk wilayah gempa yang ditinjau Pilihan prosedur analisis gempa
9
tergantung pada tipe jembatan besarnya koefisien akselerasi gempa dan tingkat
kecermatan
Perencanaan suatu struktur tahan gempa perlu mempertimbangkan faktor
percepatan puncak (PGA) respon spektra percepatan di batuan dasar untuk
perioda pendek 02 detik (Ss) dan untuk perioda 10 detik (S1) Ketiga nilai
tersebut dapat diperoleh menggunakan peta Hazard gempa Indonesia 2010
Penentuan kelas situs tanah (klasifikasi site) merupakan tahapan awal dalam
perencanaan beban gempa dengan terlebih dahulu mencari nilai N
N = Σi=1 tim
Σi=1
tiNi
frasl
m (5)
Kelas situs tanah dapat ditentukan berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia
2010 menggunakan tabel berikut
Tabel 4 Penentuan Kelas Situs Tanah
Kelas Situs (mdetik) Su(kPa)
SA (Batuan Keras) gt 1500 NA NA
SB (Batuan) 750-1500 NA NA
SC (Tanah Keras) 350-750 gt 50 gt 100
SD (Tanah Sedang) 175-350 15-50 50-100
SE (Tanah Lunak) lt 175 lt 15 lt 50
Setiap profil tanah yang mengandung lebih dari 3m tanah dengan karakteristik
sebagai berikut
1 Indeks plastisitas PI gt 20
2 Kadar air w ge 40 dan
3 Kadar geser niralir Su lt 25 kPa
SF (Tanah Khusus) Setiap profil lapisan tanah yang memiliki salah satu atau
lebih dari karakteristik berikut
1 Rawan dan berpotensi gagal atau runtuh akibat beban gempa seperti mudah
likuifaksi lempung sangat sensitif tanah tersegmentasi rendah
2 Lempung sangat organik atau gambut (ketebalan H gt 3 m)
3 Lempung berplastisitas sangat tinggi (ketebalan H gt 75 m dengan PI gt 75)
4 Lapisan lempung lunakmedium kaku (ketebalan H gt 35 m dengan Su lt 50 kPa
Keterangan NA = tidak dapat dipakai
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
Selanjutnya akselerasi respons spektra puncak dapat dihitung dengan
persamaan
SMS = Fa Ss (6)
SM1 = Fv S1 (7)
Keterangan
SMS = akselerasi respons spektra puncak pada periode pendek
SM1 = akselerasi respons spektra puncak pada periode 1 detik
Ss = nilai spektra percepatan untuk periode pendek 02 detik di batuan dasar
S1 = nilai spektra percepatan untuk periode 10 detik di batuan dasar
Fa = koefisien periode pendek
Fv = koefisien periode 1 detik
Nilai koefisien dan dapat ditentukan menggunakan Tabel 4 dan 5 Nilai
Ss dan S1 diperoleh dari Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
10
Tabel 5 Nilai Koefisien Fa
Ss
Klasifikasi
Site SS le 025 SS = 05 SS = 075 SS = 10 SS ge 125
SA 08 08 08 08 08
SB 10 10 10 10 10
SC 12 12 11 10 10
SD 16 14 12 11 10
SE 25 17 12 09 09
SF SS
Tabel 6 Nilai Koefisien Fv
S1
Klasifikasi
Site S1 le 01 S1 = 02 S1 = 03 S1 = 04 S1 ge 05
SA 08 08 08 08 08
SB 10 10 10 10 10
SC 17 16 15 14 13
SD 24 20 18 16 15
SE 35 32 28 24 24
SF SS
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
Desain parameter akselerasi spektra dihitung menggunakan persamaan
SDS =
SMS (8)
SD1 =
SM1 (9)
Faktor
diperoleh dari hasil konversi dari gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
Pembuatan respon spektrum menggunakan persamaan berikut
Sa = SDS 04 06 T
To) untuk (10)
Sa = SDS untuk (11)
Sa = SD1
T untuk (12)
Sa = SD1TL
T2 untuk (13)
Nilai dan dihitung menggunakan persamaan
T0 = 02 SD1
SDS (14)
TS = SD1
SDS (15)
dimana TL = waktu transisi periode panjang
Sa = akselerasi spektra
SDS = desain parameter akselerasi respon spektra periode pendek
SD1 = desain parameter akselerasi respon spektra periode 1 detik
SMS = akselerasi respon spektra puncak periode pendek
SM1 = akselerasi respon spektra puncak periode 1 detik
Berdasarkan nilai Sa dan T dapat dibuat grafik respon spektrum seperti berikut
11
Gambar 4 Desain Respon Spektrum
Sumber ASCE 07-2010
Gambar 5 Peta Respon Spektra Percepatan 02 Detik (SS) di Batuan Dasar (SB)
untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun
Gambar 6 Peta Respon Spektra Percepatan 10 Detik (S1) di Batuan Dasar (SB)
untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
12
Desain dan Perhitungan Balok
Rumus-rumus yang digunakan pada analisis struktur balok mengacu pada RSNI
T-02-2005 dan RSNI T-12-2004
1 Tulangan lentur balok
Tegangan analitis batas baja prategang fps (untuk perhitungan kekuatan
batas nominal penampang beton prategang) harus diambil tidak melebihi fpy
Jika tidak tersedia perhitungan yang lebih tepat dan tegangan efektif pada
tendon fpe tidak kurang dari 05 fpu tegangan analitis batas baja prategang fps
dalam tendon yang terlekat penuh dapat diambil sebesar
fps= fpu (1- p
β1[ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) (16)
Jika pengaruh tulangan tekan diperhitungkan pada saat menghitung fps dengan
persamaan (16) maka nilai [ρp
fpu
fc
d
dp ω - ω ] harus diambil tidak kurang dari
017 dan nilai drsquo tidak lebih dari 015
Keterangan
p = faktor yang memperhitungkan jenis tendon prategang dengan nilai
055 untuk fpy
fpu ge 080
040 untuk fpy
fpu ge 085
028 untuk fpy
fpu ge 090
β1 = faktor tinggi blok tegangan tekan persegi ekuivalen beban dimana
β1 = 085 untuk fc le 30 MPa
β1 = 085 ndash 0008 (fc - 30) untuk fc ge 30 MPa (17)
Perencanaan momen lentur harus didasarkan pada
Mu le Mn (18)
Nilai Mn dihitung dengan persamaan
Mn = 08 Apsfps (d -a
2 ) As fy (d -
a
2 )+ (19)
Jarak antar tulangan dihitung menggunakan persamaan
Apsfps As fy = 085 fc ab (20)
2 Tulangan Geser Balok
Perencanaan tulangan geser harus didasarkan pada
u le n (21)
Dimana nilai adalah kuat geser nominal yang dihitung menggunakan
persamaan
n= c s (22)
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton pada struktur yang dibebani geser
dan lentur saja dapat dihitung menggunakan persamaan sebagai berikut
13
c= (radicf c
6) bwd (23)
Kuat geser yang disumbangkan oleh tulangan geser untuk tulangan geser yang
tegak lurus terhadap sumbu aksial komponen struktur dapat dihitung
menggunakan persamaan
s= Av fy d
s (24)
Kekuatan lentur dari balok beton bertulang sebagai komponen struktur jembatan
harus direncanakan dengan menggunakan cara ultimit atau cara Perencanaan
berdasarkan Beban dan Kekuatan Terfaktor (PBKT)
3 Kekuatan Puntir Balok
Kekuatan puntir balok harus didasarkan pada
Tu le Tn (25)
Dimana puntir nominal Tn bisa dihitung sebagai penjumlahan dari puntir nominal
yang disumbangkan oleh beton Tc dan puntir nominal yang disumbangkan oleh
tulangan Ts dengan rumus
Tn= Tc Ts (26)
Dimana
Tc= Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
(27)
Ts= fy (Asw
s) 2 Act cot t (28)
Persamaan tersebut digunakan dalam menghitung nilai kekuatan puntir nominal
tulangan dengan nilai t = 45o untuk beton non prategang dan t=375
o untuk
beton prategang
Untuk sengkang tertutup dapat dihitung Asw
sle 02
y1
fyf (29)
Tn=2AoAtfyv
scot (30)
Dengan dapat diambil sebesar 085
Gambar 7 Areal Aoh
14
Tulangan longitudinal tambahan yang diperlukan untuk menahan puntir dapat
dihitung menggunakan persamaan
Al= (At
s) ρ
h
fyv
fyt cot2 (31)
Desain dan Perhitungan Kolom
Pengaruh kelangsingan kolom dapat diabaikan untuk komponen struktur tekan tak
bergoyang apabila dipenuhi klu
r le 34- (12
M1
M2) (32)
Untuk komponen struktur tekan bergoyang pengaruh kelangsingan dapat
diabaikan apabila klu
r le 22 (33)
Beberapa persyaratan tulangan memanjang untuk kolom antara lain memiliki
luas tidak kurang dari 001 Ag dan tidak melebihi 008 Ag kecuali jika jumlah dan
penempatan tulangan mempersulit penempatan dan pemadatan beton pada
sambungan dan persilangan dari bagian-bagian komponen maka batas maksimal
rasio tulangan perlu dikurangi
Rasio tulangan spiral ρs tidak boleh kurang dari
ρs= 045 (
Ag
Ac-1)
f c
fy (34)
Software CSI Bridge
Computers and Structures Inc (CSI) Bridge merupakan salah satu software
yang dikembangkan oleh pihak CSI yang merupakan pelopor dalam
pengembangan software untuk analisis struktur dan gempa Tahap pemodelan
analisis dan desain dari struktur sebuah jembatan telah diintegrasikan dalam
software CSI Bridge untuk menciptakan perangkat komputer engineering yang
mendasar Dengan menggunakan CSI Bridge dapat didesain jembatan beton
maupan baja dengan cepat dan mudah Fitur parametric modeller memungkinkan
pengguna untuk membuat model jembatan sederhana hingga kompleks dan
membuat perubahan secara efisien dalam melakukan kontrol pada desain
(httpwwwcsiamericacomcsibridge)
Software PCA Col
PCAColumn (PCA Col) merupakan software yang dirancang untuk
mendesain dan memeriksa kapasitas penampang beton bertulang terhadap gaya
aksial dan momen lentur Bentuk penampang benton dapat berupa persegi empat
lingkaran hingga tidak beraturan dengan berbagai macam susunan dan pola
tulangan Selain itu efek kelangsingan kolom juga dapat diperhitungkan Dari
program tersebut dapat diperoleh diagram interaksi gaya aksial (P) dan momen
lentur (M) baik dalam sumbu uniaksial maupun biaksial dimana Mx dan My juga
dapat diplot terhadap sumbu biaksial dari kolom dan dinding geser yang tidak
beraturan (httppcacolumnsoftwareinformercom)
15
METODOLOGI
Waktu dan Tempat
Penelitian dilakukan pada bulan Februari ndash Juni 2013 yang diawali dengan
pengumpulan data Data penelitian diperoleh dari Satuan Kerja Pelaksanaan Jalan
Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A Struktur yang ditinjau adalah fly over
P106-P107 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425)
Gambar 8 Denah Lokasi Proyek yang Ditinjau
Proyek pembangunan jalan bebas hambatan Tanjung Priok merupakan
program strategis pemerintah dalam rangka meningkatkan kapasitas jaringan
transportasi kota Jakarta khususnya Jakarta Utara Proyek ini menjadi salah satu
upaya pengembangan Kawasan Strategis Nasional Tanjung Priok sebagai pusat
kegiatan ekspor-impor yang saat ini telah menempati peringkat ke-24 dunia untuk
arus peti kemas Jalan bebas hambatan yang dibangun berfungsi sebagai jalan
pintas untuk meningkatkan akses terhadap pelabuhan dan dalam jangka panjang
juga berfungsi sebagai penghubung ruas tol Jakarta Outer Ring Road (JORR)
dengan Jakarta Inter Urban Toll (JIUT)
Alat dan Bahan
Alat yang digunakan dalam penelitian ini adalah sebagai berikut
1 Komputer Intel CoreTM
Duo Processor T6600
2 Program CSI Bridge Versi 15 dan PCA Col
3 Program Microsoft Office Excel 2010
4 Program Autocad 2010
Bahan penelitian merupakan data sekunder berupa shop drawing Proyek Jalan
Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A yaitu data struktur P106-P107
16
Penggunaan shop drawing dikarenakan belum tersedianya data as built drawing
Data-data yang diperoleh meliputi
1 Denah dan gambar detail struktur fly over P106-P107 yang meliputi layout
fly over dimensi struktur jembatan serta gambar detail tendon dan tulangan
Struktur yang ditinjau memiliki kriteria desain sebagai berikut
a) Slab
Kuat tekan beton ( ) = 30 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic30 MPa = 2574296 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
b) PCU Girder
Kuat tekan beton ( ) = 40 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic40 MPa = 2972541 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Kuat tarik putus ( = 1860 MPa
Kuat leleh baja prategang ( ) = 1670 MPa
c) Pier Head
Kuat tekan beton ( ) = 35 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic40 MPa = 2780557 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Kuat tarik putus ( = 1860 MPa
Kuat leleh baja prategang ( ) = 1670 MPa
d) Pier
Tipe = Y Pier
Kuat tekan beton ( ) = 30 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic30 MPa = 2574296 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Tinggi pier ( ) = 22 m
Lebar pier ( = 35 m
Tebal pier ( ) = 45 m
e) Data soil investigation Bore Log (Lampiran 2)
2 Standar dan peraturan perencanaan sebagai berikut
RSNI T-02-2005 ldquoPembebanan untuk Jembatanrdquo
SNI 2833 2008 ldquoStandar Perencanaan Ketahanan Gempa untuk Jembatanrdquo
RSNI T-12-2004 ldquoPerencanaan Struktur Beton untuk Jembatanrdquo
SNI 03-3847-2002 ldquoTata Cara Perhitungan Struktur Beton untuk Bangunan
Gedungrdquo
17
Tahapan Penelitian
Tahapan penelitian tersaji dalam diagram alir sebagai berikut
Keterangan
1 Data sekunder merupakan shop drawing kontraktor PT Obayashi-Jaya
Konstruksi JO yang digunakan dalam penelitian ini sebagai acuan dalam
pemodelan jembatan
2 Peraturan dan standar perencanaan terkait dengan penelitian ini adalah Standar
Nasional Indonesia Peraturan pembebanan jembatan terdapat dalam RSNI T-
02-2005 Perencanaan ketahanan gempa untuk jembatan terdapat dalam SNI
2833 2008 Perencanaan struktur beton untuk jembatan terdapat dalam RSNI
T-12-2004
Mulai
Pengumpulan Data Penelitian dan Bahan Rujukan
Program CSI Bridge
Pemodelan
Struktur
Input
Pembebanan
Input
Spektrum Gempa
Gaya Dalam
Desain
Ulang
Tulangan
Selesai
Aman
Mu le Mn
u le n
Tu le Tn
Tidak
Ya
Gambar 9 Diagram Alir Penelitian
18
3 Program CSI Bridge digunakan untuk mempermudah dalam menganalisis
gaya dalam (internal force) yang bekerja akibat pembebanan Setelah
dilakukan pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum dapat
diperoleh nilai gaya dalam ultimit Analisis gaya dalam dilakukan dengan
membandingkan gaya dalam ultimit yang terjadi akibat pembebanan dengan
kapasitas nominal struktur fly over yang ditinjau
Pemodelan Struktur
a) Layout fly over
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri
dari 2 ruas jembatan kiri dan kanan dimana panjang 1 bentang (span)
sebesar 3575 m dengan jumlah bentang yang dianalisis sebanyak 3 span
Pendefinisian layout fly over pada program CSI Bridge dapat
menggunakan bridge wizard di menu Home
Gambar 10 Layout Line Struktur Fly Over
b) Material konstruksi dan penampang
Beton dengan = 30 MPa untuk slab dan pier
Beton dengan = 35 MPa untuk pier head
Beton dengan = 40 MPa untuk PCU Girder
Baja tulangan U39 dengan = 390 MPa
Baja tendon dengan fpy=1670 MPa dan fpu= 1860 MPa
19
Input material dilakukan pada menu Home-Bridge Wizard-Materials seperti pada
Gambar 12 berikut Sedangkan pemodelan penampang dilakukan pada menu
Components-Properties-Frame Properties-New-Frame Section Property Type
concrete-Precast U
Gambar 11 Input Material dan Penampang PCU Girder
Pendefinisian jumlah girder jarak antar girder dan tebal slab dilakukan pada
menu Components-Superstructure Deck Sections-New-Precast U Girder
Gambar 12 Penampang Superstruktur Jembatan
20
c) Jenis perletakan adalah tipe sendi-rol yang didefinisikan pada menu Home-
Bridge Wizards-Bearings
Gambar 13 Jenis Perletakan
d) Input pembebanan
Kombinasi pembebanan mengacu pada RSNI T-02-2005 Input
kombinasi pembebanan dilakukan pada menu DesignRating ndash Load
Combination ndash Add New Load Combination ndash Masukkan Load Case Name ndash
Load Case Type ndash Scale Factor ndash OK Contoh kombinasi pembebanan yang
telah diinputkan pada CSI Bridge terlihat pada gambar berikut
Gambar 14 Input Kombinasi Pembebanan
e) Input Respon Spektrum
Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 dibuat respon spektrum untuk
analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
21
CSI Bridge Respon spektrum diinputkan pada menu Loads ndash Functions ndash Respon
Spectrum ndash Add New Function ndash Pilih User ndash Masukkan Damping Ratio 005 ndash
Masukkan nilai Period dan Acceleration (Diperoleh dari hasil perhitungan
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010) ndash OK Pembuatan respon spektrum
gempa secara lebih rinci dijelaskan pada bab pembahasan
Gambar 15 Input Respon Spektrum Wilayah Jakarta
f) Hasil Gaya Dalam
Setelah pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum
struktur dapat dianalisis pada menu Analysis ndash Run Analysis ndash Pilih Load Case
yang ingin dianalisis ndash Run Analysis Hasil gaya dalam dapat ditampilkan pada
menu Home ndash Display ndash Show Bridge Superstructure Forces
Gambar 16 Contoh Momen Akibat Kombinasi Pembebanan
22
HASIL DAN PEMBAHASAN
Model Struktur Jembatan
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri dari 2
ruas jembatan kiri dan kanan dengan panjang total 10725 m Struktur terdiri dari
3 span dimana panjang satu span 3575 m Superstruktur jembatan ruas kiri terdiri
dari 4 girder dan ruas kanan terdiri dari 5 girder dengan tipe PCU dan memiliki
superelevasi sebesar 2 Struktur fly over tersebut ditopang oleh dua kolom cast
in site tipe Y-Pier dengan tinggi 22 m
Gambar 17 Pemodelan Struktur Fly Over
Gambar 19 Tampak Samping Struktur Fly Over
145 m 18 m
L total = 10725 m
Gambar 18 Tampak Depan Struktur Fly Over
23
Input Pembebanan
Pembebanan yang diinputkan pada program CSI Bridge mengacu pada
RSNI T-02-2005 (Tabel 40) mengenai Peraturan Pembebanan untuk Jembatan
dengan ragam kombinasi pada kondisi ultimit (Ultimate Limit States) sebagai
berikut
Tabel 7 Kombinasi Pembebanan
Nama
Kombinasi
Aksi
Permanen Aksi Transien Aksi Khusus
MS MA PS TD TT TB ET EW TTC
EQ-
X
EQ-
Y
ULS-1A 13 2 1 198 198 132
ULS-1B 13 2 1 198 198 132
ULS-1C 13 2 1 198 198 132
ULS-1D 13 2 1 198 198 132
ULS-4A 13 2 1 132 132
ULS-5A 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5B 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5C 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5D 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5E 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5F 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5G 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5H 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5I 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5J 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5K 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5L 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-5M 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5N 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5O 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5P 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-6A 13 2 1 198 198 1
ULS-6B 13 2 1 198 198 1
Keterangan
MS = Berat Sendiri
MA = Beban Mati Tambahan
PS = Pengaruh Prategang
TD = Beban Lajur ldquoDrdquo
TT = Beban Truk ldquoTrdquo
TB = Gaya Rem
ET = Beban Temperatur
EW = Beban Angin
TTC = Beban Tumbukan
EQ-X = Beban gempa dalam arah X
EQ-Y = Beban gempa dalam arah Y
24
Besarnya nilai beban-beban yang terjadi dapat dijabarkan dalam contoh
perhitungan sebagai berikut
1 Berat sendiri
PCU-Girder dan Slab
wc girder = 25 kNm3
wc slab = wc pier = 24 kNm3
Luas (A) girder = A satu girder x jumlah girder = 11915 m2 x 9 = 107235 m
2
A slab = tebal slab x lebar total jembatan = 025 m x (18 m+145 m) = 8125 m2
Berat girder = A girder x panjang total jembatan x wc girder
= 107235 m2 x 10725 m x 25 kNm
3
= 2875238 kN
Berat slab = A slab x panjang total jembatan x wc slab
= 10723 m2 x 10725 m x 24 kNm
3
= 2091375 kN
Pier
A pier segmen 1 = 2 m x 45 m = 9 m2
A pier segmen 2 = 20565 m2
Panjang pier segmen 1 = 7088 m
Panjang pier segmen 2 = 17147 m
Berat pier segmen 1 = A pier x panjang pier x wc pier
= 9 m2 x 7088 m x 24 kNm
3 = 153103 kN
Berat pier segmen 2 = A pier x panjang pier x wc pier
= 20565 m2 x 17147 m x 24 kNm
3
= 8463073 kN
Berat pier = 153103 kN + 8463073 kN = 9994103 kN
Total berat sendiri = Berat girder + slab + pier
= 2875238 kN + 2091375 kN + 9994103 kN
= 5966023 kN
2 Beban Mati Tambahan
Aspal
wc aspal = 22 kNm3
Tebal aspal = 75 cm
Perhitungan beban mati tambahan dengan menggunakan persamaan (1)
dapat dijabarkan sebagai berikut
Berat aspal = wcLA
= 22 kNm3 x 10725 m x (325 m x 0075 m)
= 5751281 kN
Parapet
wc parapet = 24 kNm3
A parapet = 0526 m2
Berat parapet = wcLA
= 24 kNm3 x 10725 m x 0526 m
2
= 1353924 kN
Total beban mati tambahan = berat aspal + parapet
= 5751281 kN + 1353924 kN
= 7105205 kN
25
3 Beban Lajur D
Beban Terbagi Rata (BTR)
Terdiri dari 7 kombinasi arah longitudinal dengan jumlah lajur
jembatan ruas kiri = 4 lajur dan jembatan ruas kanan = 5 lajur
Total kombinasi arah longitudinal
Jembatan Kiri = 7 x 4 = 28 kombinasi
Jembatan Kanan = 7 x 5 = 35 kombinasi
Terdiri dari 3 kombinasi dalam arah transversal dengan jarak dan
intensitas beban sebagai berikut
Jembatan Kiri
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 28 x 3
= 84 kombinasi
Jembatan Kanan
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 35 x 3
= 105 kombinasi
Nilai q dihitung menggunakan persamaan (3) untuk panjang 1 bentang gt 30 m
dimana panjang 1 span fly over = 3575 m
Contoh perhitungan nilai q sebagai berikut
q = 90 (05 15
3575 ) = 828 kPa
Gambar 20 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kiri
Gambar 21 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kanan
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
100 50
Keterangan
Keterangan
100 50
11 m 2 m 1 m 11 m 1 m 2 m 11 m
1375 m 275 m 1375 m 1375 m 1375 m 275 m 1375 m
26
Tabel 8 Kombinasi Beban ldquoDrdquo Arah Longitudinal Jembatan
Nama Span yang Dibebani Total Panjang
q (kNm2)
Kombinasi Span
1
Span
2
Span
3 Dibebani (m)
1 3575 828
2 3575 828
3 3575 828
4 715 639
5 715 639
6
7
715
10725
639
576
BTR diinputkan dalam bentuk beban garis sehingga nilai q (kNm2) dikalikan
lebar lajur yang dibebani (m)
Beban Garis Terpusat (BGT)
BGT diinputkan dalam bentuk beban titik pada program CSI Bridge sehingga nilai
intensitas p dikalikan dengan lebar lajur yang dibebani (m)
Beban garis = intensitas p x lebar lajur
= 49 kNm x 35 m
= 1715 kN
Dalam input BGT pada program digunakan faktor beban dinamis
senilai 14
4 Beban Truk ldquoTrdquo
Kendaraan truk yang digunakan adalah truk dengan berat 50 ton
Gambar 22 Input Beban Truk ldquoTrdquo
5 Gaya Rem
Gaya rem diinputkan sebagai beban titik dengan nilai sebagai berikut
Jembatan Kiri
Gaya rem per pier = nilai q terbesar x lebar lajur x panjang 1 span
jembatan x 5
27
= 9 kN
m2 x 145 m x 3575 m x 5
2 = 11663 kN
Jembatan Kanan
Gaya rem per pier = 9 kN
m2 x 18 m x 3575 m x 5
2 = 14479 kN
6 Pengaruh Temperatur
Gambar 23 Input Pengaruh Temperatur
7 Beban Angin
Diketahui
Cw = 125 (Tabel 3)
Vw = 35 ms (Tabel 2)
Ab = 198413 m2
Dengan menggunakan persamaan (4)
TE = 00006 Cw w 2Ab
= 00006 x 125 x 352 x 198413
= 18229 kN
TEW per pier = 18229 kN
4= 45573 kN
8 Tumbukan
100 kN
1
00
F
x
10o
Gambar 24 Proyeksi Tumbukan pada Pier Terhadap Sumbu X dan Sumbu Y
Fx
Fy
28
Tumbukan pada pier diinputkan sebagai beban titik dengan perhitungan sebagai
berikut
Fx = 100 kN x sin 100
= 17365 kN
Fy = 100 kN x cos 100
= 98481 kN
9 Beban Gempa
Pada penelitian ini analisis gempa dinamis dilakukan menggunakan grafik
respon spektrum Dalam pembuatan respon spektrum terlebih dahulu dilakukan
klasifikasi site (jenis tanah) lokasi yang ditinjau berdasarkan hasil penyelidikan
tanah (bore log) Dari data bore log dapat dihitung nilai rata-rata hasil uji
penetrasi standar (SPT) menggunakan persamaan (5) dengan hasil yang tertera
pada tabel berikut ini
Tabel 9 Perhitungan Nilai
Lapisan Kedalaman NSPT Tebal
(TebalSPT)
0 000 0 000 0000
1 330 2 330 1650
2 524 2 194 0971
3 723 2 198 0992
4 924 2 202 1009
5 1130 2 206 1028
6 1323 2 193 0963
7 1530 5 207 0415
8 1730 6 200 0333
9 1930 4 200 0500
10 2130 9 200 0222
11 2330 19 200 0105
12 2507 50 177 0035
13 2626 50 118 0024
14 2725 50 099 0020
15 2822 50 097 0019
16 2921 50 099 0020
17 3006 50 086 0017
3006 8324 3612
Diperoleh = 3612 dimana Σ Tebal Σ SPTfrasl yang menunjukkan bahwa jenis
tanah wilayah Tanjung Priok termasuk kelas situs E yaitu jenis tanah lunak
(Tabel 4) Selanjutnya dihitung nilai akselerasi respons spektra puncak untuk
periode pendek dan periode 1 detik dan desain akselerasi respon spektra
29
Gambar 25 (a) Peta Percepatan Puncak (PGA) wilayah Jakarta
(b) Peta Respon Spektra 02 detik (Ss) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
(c) Peta Respon Spektra 1 detik (S1) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
PGA (Peak Ground Acceleration) merupakan percepatan maksimum yang
menunjukkan intensitas daripada pergerakan lapisan tanah Berdasarkan Gambar 8
dapat diketahui bahwa wilayah yang ditinjau (Tanjung Priok Jakarta Utara)
memiliki nilai PGA 03 ndash 04 g Pendekatan angka menggunakan skala batas atas
dari nilai yang diketahui sehingga diambil nilai 04 g Wilayah Jakarta terdapat
pada zona dengan nilai respon spektra 02 detik probabilitas terlampaui 2 dalam
50 tahun (Ss) = 07 g dan nilai respon spektra 1 detik probabilitas terlampaui 2
dalam 50 tahun (S1 ) = 03 g Kemudian dengan interpolasi nilai Ss dan S1
menggunakan Tabel 5 amp 6 untuk tanah kelas E diperoleh nilai Fa dan Fv berturut-
turut sebesar 13 dan 28
Akselerasi respons spektra puncak periode pendek (SMS) dapat dihitung
dengan persamaan (6) sehingga SMS = 13 x 07 = 091 Akselerasi respons
spektra puncak periode 1 detik (SM1) dapat dihitung dengan persamaan (7)
sehingga SM1 = 28 x 03 = 084 Selanjutnya desain parameter akselerasi respon
spektra periode pendek dapat dihitung dengan persamaan (8) sehingga SDS =
091 = 07963 dan nilai desain parameter respon spektra periode 1 detik dapat
dihitung dengan persamaan (9) sehingga SD1 =
084 = 07350 Faktor
diperoleh dari konversi penggunaan peta gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
karena struktur yang ditinjau merupakan jembatan khusus dengan umur rencana
100 tahun Nilai Sa dihitung menggunakan persamaan 10-13 yang hasilnya
disajikan pada Tabel 10 Nilai T dan Sa diplot membentuk grafik respon spektrum
untuk analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
CSI Bridge
30
Tabel 10 Akselerasi Spektrum Gempa Wilayah Jakarta
T (det) Sa T (det) Sa
00000 03185 2 03675
01846 07963 21 03500
09231 07963 22 03341
1 07350 23 03196
11 06682 24 03063
12 06125 25 02940
13 05654 26 02827
14 05250 27 02722
15 04900 28 02625
16 04594 29 02534
17 04324 3 02450
18 04083 31 02371
19 03868 32 02297
Gambar 26 Grafik Respon Spektrum Wilayah
Jakarta Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010
Hasil Gaya Dalam (Internal Force)
a) Berat Sendiri
Kontrol perhitungan manual
Diketahui
Ag satu girder = 11915 m2
frsquoc girder = 40 MPa
wc girder = 25 kNm3
Tebal slab = 25 cm
frsquoc slab = 30 MPa
wc slab = 24 kNm3
Perhitungan
q slab = tebal slab x spasi antar girder x wc slab
= 025 m x 3567 m x 24 kNm3
= 21402 kNm
q girder = Ag girder x wc girder
= 11915 m2 x 25 kNm
3
= 29788 kNm
M girder = 1
8 q L2
= 1
8 29788 kN mfrasl 35
2 m
= 456129 kN-m
M slab = 1
8 q L2
= 1
8 21402 kN mfrasl 35
2 m
= 327718 kN-m
M girder + M slab = 456129 + 327718 = 783847 kN-m
31
Perhitungan momen secara manual dibandingkan dengan hasil yang ditampilkan
pada program CSI Bridge
Gambar 27 Hasil Momen Akibat Berat Sendiri pada Jembatan
Jembatan kiri terdapat 4 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 4 = 3135388 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min+M max = 28019386 kN-m + 7949228 kN-m
= 28814308 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
Jembatan kanan terdapat 5 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 5 = 3919235 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min + M max = 3494893 kN-m + 9915171 kN-m
= 35940447 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
b) Ultimate Limit States (ULS)
Kombinasi pembebanan yang menghasilkan gaya dalam maksimum
sepanjang jembatan adalah kombinasi ULS-5I (Tabel 7)
Gambar 28 Hasil Gaya Dalam Akibat Kombinasi Pembebanan ULS 5-I
32
c) Kontrol Lendutan
Lendutan maksimum yang diizinkan adalah L
800 =
35750 mm
800 = 4469 mm
sedangkan lendutan yang terjadi pada fly over dari program CSI Bridge
adalah 213 mm sehingga struktur dikatakan aman
Perhitungan Tendon
Dalam perhitungan tendon dan tulangan digunakan momen maksimal yang
terjadi pada penampang yang ditinjau
Tendon pada girder
Data Tendon
D tendon = 05 inchi = 127 mm = 00127 m
Ast = 987 mm2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Girder
Ag (Ax) = 11915 m2
Iz = 04204 m4
yt = 097 m
yb = 088 m
eb = 058 m
-Menghitung gaya prategang P
M berat sendiri = 801826 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 188156 kN-m
M beban hidup = 510983 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 1500965 kN-m
P2=
MybIz
-σb
1
Ax
ebybIz
P2=
150096 x 088
04204 3000
1
11915
058 x 088
04204 = 1384018 kN
Gambar 29 Deformasi yang Terjadi pada Struktur Akibat Beban Hidup
33
P1= Ast x x f u
= 00000987 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl = 110149 kN
Jumlah tendon yang diperlukan= P2
P1= 1384018 kN
110149 kN=125 tendon
Jumlah tendon eksisting = 110 tendon
Jumlah tendon hasil perhitungan yang melebihi tendon eksisting dapat disebabkan
karena perbedaan penggunaan jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo Perhitungan yang
dilakukan menggunakan semua kemungkinan kombinasi baik dalam arah
longitudinal maupun transversal jembatan (sub bab input pembebanan) Selain itu
dapat juga dikarenakan perbedaan dalam pemodelan panjang girder yang
menyebabkan terjadinya kelebihan momen
Tendon pada pier head
Data Tendon
D tendon = 06 inchi = 1524 mm = 0015 m
Ast = 1387 mm2 = 00001387 m
2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Pier Head
Ag (Ax) = 128765 m2
Iz = 6967 m4
yt = 139 m
yb = 123 m
et pada momen maksimal = 04396 m
et pada penampang kritis = 0702 m
-Menghitung P menggunakan Momen Pada Penampang Kritis (Mcr)
M berat sendiri = 41612388 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 7073499kN-m
M beban hidup = 14947156 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 63633043 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
63633043 x 139
3000
1
12875
0702 x 139
6967 = 40860556 kN
P1= Ast x x f u
= 00001387 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl =154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=
40860556 kN
154789 kN= 264 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
34
Berdasarkan jumlah tendon eksisting yang melebihi tendon yang diperlukan
dapat diasumsikan bahwa pier head tersebut tidak didesain menggunakan momen
pada penampang kritis (Mcr) Pada saat dibebani retak terjadi pada perubahan
geometri atau pada penampang kritis sehingga pada umumnya desain cukup
menggunakan Mcr yang nilainya lebih kecil daripada momen maksimal
-Menghitung P menggunakan Momen Maksimal (Mmax)
M berat sendiri = 57265256 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 8941951kN-m
M beban hidup = 20374506 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 86581713 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
865817123 x 139
6967 3000
1
12875
x 139
6967 = 86320521 kN
P1= 154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=86320521 kN
154789 kN= 558 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
Dengan menggunakan momen maksimum yang terjadi pada pier head hasil
perhitungan jumlah tendon yang diperlukan mendekati jumlah tendon eksisting
sehingga dapat diasumsikan struktur tersebut didesain menggunakan momen
maksimum Penggunaan momen maksimum yang terjadi menyebabkan
penambahan jumlah tendon dalam desain
Jumlah tendon eksisting Jumlah tendon yang diperlukan OK
Perhitungan Tulangan
Slab
-Tulangan Lentur Positif
Momen di lapangan Mu pada slab = 10333 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d = ndash drsquo= 250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
10333
08=12916 kN-m
Faktor tahanan momen = Mnx10
6
bd2 =
12916 x106
1000 x 2102= 2929
35
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2929
085 x 30 = 00079
ρmin
= 25 x 14
fy= 25 x
14
390= 0000897
Digunakan = 00079 sehingga
As= ρ b d = 00079 x 1000 mm x 210 mm = 167983 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 167983 mm2
= 1687 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
-Tulangan Lentur Negatif
Momen di tumpuan Mu pada slab = 9504 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d ndash drsquo=250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
9504
08=1188 kN-m
Faktor tahanan momen Rn=Mnx10
6
bd2 =
1188 x106
1000 x 2102= 2694
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2694
085 x 30 = 00073
ρmin
= 25 x 14
fy=25 x
14
390= 0000897
Digunakan ρ = 00073 sehingga
As= ρ b d = 00073 x 1000 mm x 210 mm =153652 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
36
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 153652 mm2
= 18443 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
- Tulangan Geser
Gaya geser Vu pada slab = 35306 kN
Kuat geser nominal yang disumbangkan oleh slab
c=
(
radicf
rsquoc
6
)
bwd =(radic30
6) 1000 x 210 = 19170289 kN
Vc = 06 x = 11502174 kN
u c tidak dibutuhkan tulangan geser
Girder
-Tulangan Lentur
Mu = 24895989 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 13 mm dengan jumlah 8 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 8 =
1
4 314 13
2 x 8 = 106132 mm2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan
(16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fcrsquo
d
dp ω- ωrsquo ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
10857 mm2
fps = 1860 (1 04
077 [00091
1860
40 2050
1800 (00414 00335 ])
= 18599 MPa
Menghitung lebar efektif Be
Diketahui tebal slab ho = 25 cm
Lebar efektif diambil nilai terkecil dari L
4 =
3575 m
4= 894 m
Jarak antar girder s = 3567 m
12 = 12 x 025 = 3 m Diambil Be = 3 m
Eslab = 2574296 MPa
Egirder = 2972541 MPa
n = Eslab
Egirder
= 2574296 MPa
2972541 MPa= 087
Sehingga Be = n x 3 m = 087 x 3 m = 261 m = 2610 mm
37
h = h girder + h slab = 250 + 1850 = 2100 mm
tebal selimut beton drsquo = 50 mm
d = h ndash drsquo
= 2100 mm ndash 50 mm = 2050 mm
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
Aps fps As fy = 085 fcrsquoab
10857 mm2
x 18599 MPa+106132 mm2 x 390 MPa = 085 x 40 MPa x a x
2610 mm
a = 23223 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16)
dengan nilai = 08 adalah sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d-a
2) As fy (d-
a
2)+
= 08 x 10857 mm2 x 18599 MPa (2050 mm-
23223 mm
2) +
106132 mm2
x 390 MPa (2050 mm-23223 mm
2)
= 31242337 kN-m + 640371 kN-m
= 31882709 kN-m
Mn = 31882709 kN-m gt Mu = 24720615 kN-m (OK memenuhi syarat)
Cara yang telah dijabarkan diatas merupakan cara mendesain kekuatan
lentur balok prategang dengan pendekatan trial and error diameter tulangan dan
jumlah tulangan dalam Nawy (2001) Dengan menggunakan pendekatan tersebut
terlebih dahulu dilakukan pemeriksaan terhadap tulangan eksisting menggunakan
data sekunder Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa kapasitas momen
nominal yang disumbangkan oleh tendon Mn tendon lebih besar daripada
momen ultimit yang terjadi Mu akibat pembebanan sehingga momen cukup
ditahan oleh tendon (tidak dibutuhkan tulangan lentur) Tulangan eksisting yang
digunakan merupakan tulangan susut yang berfungsi mencegah terjadinya retak
pada beton
tulangan susut = 00018 x luas penampang girder Ag
= 00018 x 11915 m2
= 00021447 m
2
Digunakan D-13 sehingga = 21447 mm2
1
4 d
2=
21447 m2
1
4 13
2= 16 lt n eksisting = 40
Menurut SNI 03-2847-2002 tentang Tata Cara Perhitungan Struktur Beton
untuk Bangunan Gedung jumlah tulangan susut dan suhu harus dipasang dengan
jarak tidak lebih dari lima kali tebal plat atau 450 mm Jarak maksimum antara
tulangan susut eksisting = 330 mm (lt 450 mm) sehingga tulangan tersebut dari
segi jumlah dan jarak antar tulangan memenuhi syarat
-Tulangan Geser
Girder di tumpuan
Ag = 2682500 mm2
h = 1850 mm
d = h-drsquo= 1850 mm ndash 50 mm = 1800 mm
bw = 1000 mm
38
Gaya geser di tumpuan = 300256 kN dan gaya aksial = 420053 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 420053
14 x 2682500 mm2 ) (
radic40
6) 1000 mm x 1800 mm
= 2109587 kN
c = 06 x 2109587 kN = 1265752 kN u = n
= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit
yang terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (300256 kN ndash (06 x 2109587 kN))06 = 2894674 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av = 2894674 x 103
390 MPa x 1800 mm
mm
= 515433 mm2
Digunakan D-22 sehingga n= Av
1
4 D2
= mm2
1
4 22
2=136 2 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 7 OK
Girder di lapangan
Ag = 1191500 mm2
h = 1850 mm
tulangan utama dan tulangan geser = D 13
d = h - drsquo- 13 - 05 x 13 = 17805 mm
= 1850 ndash 50 ndash 13 ndash (05 x 13) = 17805 mm
bw = 600 mm
Gaya geser di lapangan =193044 kN dan gaya aksial = 274113 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 274113
14 x 1191500 mm2 ) (
radic40
6) 600 mm x 17805 mm
= 1311133 kN
c= 06 x 1311133 kN = 78668 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang
terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
39
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (193044 kN ndash (06 x 1311133 kN))06 = 1906273 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av= 1906273 kN x 10
3
390 MPa x 17805 mm
150 mm
= 411784 mm2
Digunakan D-13 sehingga n= Av
1
4 D2
= 411784 mm2
1
4 13
2= 3103 4 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 4 OK
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 5215433 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Girder dianggap sebagai penampang berongga dinding tipis sehingga besar
modulus puntir = 2 Ambw dimana adalah girder
Jt = 2 x 1191500 mm2 x 2610 mm
= 6219630000 mm3
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 6219630000 (03 radic )radic1 10 1034
= 190101E+11 N-mm = 19010103 kN-m
Tc = 06 x 19010103 kN-m = 11406062 kN-m
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa nilai lebih besar dari sehingga
beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan torsi)
Pier Head
-Tulangan Lentur
Mu = 93134113 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 19 mm dengan jumlah 32 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 25=
1
4 314 x19
2 x 32 = 906832 mm
2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan (16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
Aps = 79059 mm2
fps = 1860 (1 04
081 [00061
1860
35 2520
1670 (00131 00196 ])
588537 MPa
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
40
Aps fps As fy= 085 fc ab
79059 mm2 x 588537 MPa + 906832mm
2 x 390 MPa = 085 x 35 MPa x a x
4500 mm
a = 373974 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16) dengan nilai
= 08 dapat dijabarkan sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d -a
2) As fy (d -
a
2)+
= 08 x 79059 mm2 x 588537 MPa (2520 mm-
373974 mm
2) +
906832 mm2 x 390 MPa (2520 mm-
373974 mm
2)
= 86842499 kN-m + 66008303 kN-m
= 108290509 kN-m
Mn = 93443330 kN-m gt Mu = 93134113 kN-m (OK memenuhi syarat)
-Tulangan Geser
Ag = 12876500 mm2
h = 2620 mm
d = h - d = 2620 mm ndash 100 mm = 2520 mm
= 4500 mm
Gaya geser u di tumpuan = 2011783 kN dan gaya aksial = 241249 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicf c
6) bwd
= (1 241249 kN
14 x 12876500 mm2 ) (
radic35
6) 4500 mm x 2520 mm
= 1118154 kN
c = 06 x 1118154 kN = 6708924 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa tahanan geser yang disumbangkan
oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang terjadi
sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (2011783 kN ndash 6708924 kN)06 = 1676113 kN
s = Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan
Av= s
fy x d
s
Av= 1676113 kN x 10
3
390 MPa x 2520 mm
125 mm
= 2131808 mm2
Digunakan D-16 sehingga n= Av
1
4 D2
= 2131808 mm2
1
4 16
2=106 11 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 8-D16 dan 2-D25 OK
41
Selisih jumlah tulangan D-16 antara hasil perhitungan dengan eksisting sebanyak
3 tulangan telah ditutupi dengan penggunaan 2 tulangan D-25 pada eksisting
sehingga tulangan tersebut dikatakan memenuhi syarat
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 1617885 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Untuk penampang segiempat masif modulus puntir Jt= 04x2y
Jt = 04 x 45002 mm x 2620 mm
= 21222 x 106 Nmm = 21222 kN-m
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 21222 x 106 Nmm (03 radic35 MPa)radic1
10 x 1034 MPa
35
= 6485 x 1011
N-mm = 648487513 kN-m
Tc= 06 x 648487513 kN-m = 389092507 kN-m
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa nilai Tc lebih besar dari Tu
sehingga beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan
torsi)
Pemeriksaan Kolom
Struktur kolom tidak hanya menerima beban aksial vertikal tetapi juga
momen lentur sehingga analisis kolom diperhitungkan untuk menyangga beban
aksial desak dengan eksentrisitas tertentu (Nasution 2009) Pada penelitian ini
analisis kolom dilakukan menggunakan program PCA Col untuk memeriksa
kapasitas tulangan eksisting terhadap beban yang bekerja pada struktur Beban
aksial dan momen yang diinputkan diperoleh dari program CSI Bridge Analisis
kolom dilakukan pada pier segmen 1 dan pier segmen 2 yang masing-masing
memiliki dimensi dan susunan tulangan yang berbeda
Gambar 30 Pemodelan Pier
Pier Segmen 1
Pier
Segmen 2
42
Pier Segmen 1
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1 dimana
aksial (P) maksimum 4181749 kN yang menghasilkan M33 sebesar 920863 kN-m
dan M22 sebesar 796380 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu M33 maksimum
sebesar 1862805 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar 218102 kN- m dan aksial
(P) sebesar 4326789 kN
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1
Dari data yang telah diinputkan diperoleh diagram interaksi seperti pada
Gambar 30 Terlihat baik pada kombinasi 1 dan 2 beban masih berada di area
tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan bahwa kombinasi pembebanan
mampu ditahan oleh pier sehingga pier dikatakan aman terhadap beban yang
bekerja
Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1
43
Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2
Pier Segmen 2
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1
dimana aksial (P) maksimum 629513 kN yang menghasilkan M33 sebesar
38634 kN-m dan M22 sebesar 74265 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu
M33 maksimum sebesar 248387 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar
73617 kN-m dan aksial (P) sebesar 721377 kN
Berdasarkan data yang inputkan diperoleh diagram interaksi pier untuk pier
segmen 2 sebagai berikut
Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
PERNYATAAN MENGENAI SKRIPSI DAN
SUMBER INFORMASI SERTA PELIMPAHAN HAK CIPTA
Dengan ini saya menyatakan bahwa skripsi berjudul Analisis Struktur P106-
P107 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi
E2-A terhadap Beban Gempa adalah benar karya saya dengan arahan dari dosen
pembimbing dan belum diajukan dalam bentuk apa pun kepada perguruan tinggi
mana pun Sumber informasi yang berasal atau dikutip dari karya yang diterbitkan
maupun tidak diterbitkan dari penulis lain telah disebutkan dalam teks dan
dicantumkan dalam Daftar Pustaka di bagian akhir skripsi ini
Dengan ini saya melimpahkan hak cipta dari karya tulis saya kepada Institut
Pertanian Bogor
Bogor Februari 2014
Yesy Ratna Sari
NIM F44090005
ABSTRAK
YESY RATNA SARI Analisis Struktur P106-P107 (Sta7+38850 ~
Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A terhadap Beban
Gempa Dibimbing oleh ERIZAL dan MUHAMMAD FAUZAN
Mengingat Indonesia terletak pada zona tektonik yang sangat aktif ketahanan
struktur termasuk juga struktur jalan tol terhadap gempa menjadi sebuah hal yang
perlu diperhitungkan Tujuan dari penelitian ini adalah menganalisis struktur
P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok
seksi E2-A terhadap beban gempa dengan mengacu pada Peta Hazard Gempa
Indonesia 2010 menggunakan metode respon spektrum Hasil penelitian
menunjukkan bahwa kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head
dan pier aman terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor
gempa Jumlah kebutuhan tendon pada girder diperoleh sebanyak 125 tendon
( 987 mm2) dan pier head sebanyak 558 tendon ( 1387 mm
2) Pada
slab digunakan tulangan lentur D19-150 Tulangan geser girder digunakan D22-
1325 pada area tumpuan dan D13-150 pada area lapangan Pada pier head
digunakan tulangan lentur D32 dan tulangan geser D16 Hasil analisis pier
menggunakan program PCA Col menunjukkan kapasitas pier mampu menahan
kombinasi beban yang terjadi sehingga struktur pier aman terhadap beban gempa
Kata kunci infrastruktur jembatan tendon gempa momen
ABSTRACT
YESY RATNA SARI STRUCTURAL ANALYSIS OF P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) TANJUNG PRIOK ACCESS ROAD SECTION
E2-A UNDER EARTHQUAKE LOADS Supervised by ERIZAL and
MUHAMMAD FAUZAN
The resistance of building structure included high way should be considered
because Indonesia laid in a highly active tectonic zone The purpose of this
research is to analyze the structure of fly over P106-P107 (Sta 7 +38850 ~ Sta 7
+42425) at Tanjung Priok Access Road section E2-A under earthquake loads
based on Peta Hazard Gempa Indonesia 2010 using response spectrum method
Based on the result of this research is obtained that for slab girder pier head and
pier structure are safed under earthquake loads The amount of tendon needs for
the girder is 125 tendons ( 987 mm2) and for the pier head is 558 tendons
( 1387 mm2) For slab is used flexural reinforcement D19-150 The shear
reinforcement for girder is used D22-1325 at pedestal area and D13-150 at field
area For pier head is used flexural reinforcement D32 and shear reinforcement
D16 The result analysis of pier using software PCA Col showed that the pier
capacity is strong enough to endure loading combinations so the pier structure is
safed under earthquake loads
Keywords infrastructure bridge tendon earthquake moment
Skripsi
sebagai salah satu syarat untuk memperoleh gelar
Sarjana Teknik
pada
Departemen Teknik Sipil dan Lingkungan
ANALISIS STRUKTUR P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425)
JALAN BEBAS HAMBATAN TANJUNG PRIOK
SEKSI E2-A TERHADAP BEBAN GEMPA
YESY RATNA SARI
F44090005
DEPARTEMEN TEKNIK SIPIL DAN LINGKUNGAN
FAKULTAS TEKNOLOGI PERTANIAN
INSTITUT PERTANIAN BOGOR
2014
Judul Skripsi Analisis Struktur P106-P107 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425)
Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
terhadap Beban Gempa
Nama Yesy Ratna Sari
NIM F44090005
Disetujui oleh
Pembimbing I Pembimbing II
Dr Ir Erizal MAgr
Muhammad Fauzan ST MT
Diketahui oleh
Plh Ketua Departemen Teknik Sipil dan Lingkungan
Dr Yudi Chadirin STP MAgr
Tanggal Lulus
ludul Skripsi Analisis Struktur PI06-PI07 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425) lalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A terhadap Beban Gempa
Nama Yesy Ratna Sari NIM F44090005
Disetujui oleh
Pembimbing I Pembimbing II
Muhammad Fauzan ST MT
Diketahui oleh
STP MA
Tanggal Lulus 12 S ~E~ 204
PRAKATA
Puji syukur ke hadirat Tuhan Yang Maha Esa atas segala karunia-Nya
sehingga karya ilmiah ini berhasil diselesaikan Penelitian dengan judul Analisis
Struktur P106-P107 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A terhadap Beban Gempa ini telah dilaksanakan pada
bulan Februari hingga Juni 2013
Dengan telah selesainya penelitian dan tersusunnya skripsi ini penulis
menyampaikan terima kasih yang sebesar-besarnya kepada
1 Dr Ir Erizal MAgr sebagai dosen pembimbing pertama yang telah senantiasa
memberikan arahan dan bimbingan selama masa studi serta dalam
penyelesaian skripsi ini
2 Muhammad Fauzan ST MT sebagai dosen pembimbing kedua yang telah
banyak memberikan ilmu dalam bidang struktur jembatan serta memberikan
kesempatan dan pengalaman bekerja sebagai tim di MFA
3 Sutoyo STP MSI sebagai dosen penguji yang telah memberikan masukan
yang sangat bermanfaat
4 Staf laboratorium dan tata usaha Departemen Teknik Sipil dan Lingkungan
yang telah banyak membantu dalam bidang administrasi dan perkuliahan
5 Kedua orang tua beserta keluarga yang selalu mendukung dan memberikan
semangat kepada penulis
6 Teman-teman satu bimbingan dan satu tim Sisca Fahril Hafiz Qori Rafdi
dan Anti serta seluruh SIL 46 yang senantiasa menyemangati dan
menginspirasi satu sama lain
7 Teman-teman SIL 45 yang telah banyak memberi masukan serta teman-teman
SIL 47 atas kerja sama dan kebersamaannya
8 Pihak-pihak lain yang tidak dapat disebutkan satu persatu atas segala bantuan
dan dukungan yang telah diberikan
Semoga karya ilmiah ini dapat bermanfaat dan memberikan kontribusi
nyata terhadap perkembangan ilmu pengetahuan di bidang Teknik Sipil dan
Lingkungan
Bogor Februari 2014
Yesy Ratna Sari
DAFTAR ISI
DAFTAR TABEL i
DAFTAR GAMBAR i
DAFTAR LAMPIRAN ii
DAFTAR NOTASI ii
PENDAHULUAN 1
Latar Belakang Perumusan Masalah 2
Tujuan dan Manfaat Penelitian 2
Ruang Lingkup Penelitian 2
TINJAUAN PUSTAKA 3
Jembatan 3
Beton Prategang (Prestressed Concrete) 3
Standar Perencanaan Jembatan 5
Pembebanan Pada Jembatan 5
Desain dan Perhitungan Balok dan Kolom 12
Software CSI Bridge dan PCA Col 14
METODOLOGI 15
Waktu dan Tempat 15
Alat dan Bahan 15
Tahapan Penelitian 17
Pemodelan Struktur 18
HASIL DAN PEMBAHASAN 22
Model Struktur Jembatan 22
Input Pembebanan 23
Hasil Gaya Dalam (Internal Force) 30
Perhitungan Tendon 32
Perhitungan Tulangan 34
Pemeriksaan Kolom 41
SIMPULAN DAN SARAN 45
DAFTAR PUSTAKA 46
LAMPIRAN 47
DAFTAR TABEL
Tabel 1 Berat Jenis untuk Beban Mati (kNm3) 6 Tabel 2 Faktor Beban Akibat Beban Angin 8 Tabel 3 Koefisien Seret 8 Tabel 4 Penentuan Kelas Situs Tanah 9 Tabel 5 Nilai Koefisien Fa 10 Tabel 6 Nilai Koefisien Fv 10 Tabel 7 Kombinasi Pembebanan 23 Tabel 8 Kombinasi Beban ldquoDrdquo Arah Longitudinal Jembatan 26
Tabel 9 Perhitungan Nilai 28 Tabel 10 Akselerasi Spektrum Gempa Wilayah Jakarta 30
DAFTAR GAMBAR
Gambar 1 Data Episenter Gempa Utama di Indonesia dan Sekitarnya untuk
Magnituda M ge 5 yang Dikumpulkan dari Berbagai Sumber dalam
Rentang Waktu 1900-2009 1 Gambar 2 Contoh Struktur Sebuah Jembatan 3 Gambar 3 Konsep Perbedaan Beton Bertulang (Reinforced Concrete) dan
Beton Prategang (Prestressed Concrete) 4 Gambar 4 Desain Respon Spektrum 16 Gambar 5 Peta Respon Spektra Percepatan 02 Detik (SS) di Batuan Dasar
(SB) untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun 11 Gambar 6 Peta Respon Spektra Percepatan 10 Detik (S1) di Batuan Dasar
(SB) untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun 11 Gambar 7 Areal Aoh 13
Gambar 8 Denah Lokasi Proyek yang Ditinjau 15 Gambar 9 Diagram Alir Penelitian 17 Gambar 10 Layout Line Struktur Fly Over 18 Gambar 11 Input Material dan Penampang PCU Girder 19 Gambar 12 Penampang Superstruktur Jembatan 19 Gambar 13 Jenis Perletakan 20 Gambar 14 Input Kombinasi Pembebanan 20
Gambar 15 Input Respon Spektrum Wilayah Jakarta 21 Gambar 16 Akibat Kombinasi Pembebanan 21 Gambar 17 Pemodelan Struktur Fly Over 22
Gambar 18 Tampak Depan Struktur Fly Over 22
Gambar 19 Tampak Samping Struktur Fly Over 22
Gambar 20 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kiri 25 Gambar 21 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kanan 25
Gambar 22 Input Beban Truk ldquoTrdquo 26 Gambar 23 Input Pengaruh Temperatur 27 Gambar 24 Proyeksi Tumbukan pada Pier Terhadap Sumbu X dan Sumbu Y 27 Gambar 25 Peta Gempa untuk wilayah Jakarta 29 Gambar 26 Grafik Respon Spektrum Wilayah Jakarta Berdasarkan Peta Hazard
Gempa 2010 30 Gambar 27 Hasil Momen Akibat Berat Sendiri pada Jembatan 31
Gambar 28 Hasil Gaya Dalam Akibat Kombinasi Pembebanan ULS-5I 31
Gambar 29 Deformasi yang Terjadi pada Struktur Akibat Beban Hidup 32 Gambar 30 Pemodelan Pier 41
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1 42 Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1 42 Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2 43 Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2 43 Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1 44 Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2 44
DAFTAR LAMPIRAN
Lampiran 1 Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau Lampiran 2 Grafik Bore Log
Lampiran 3 Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier Lampiran 4 Layout Tendon U Girder Tipe F Lampiran 5 Layout Tendon Pier Head
Lampiran 6 Tulangan Deck Slab U Girder
Lampiran 7 Tulangan Girder Tipe F
Lampiran 8 Tulangan Pier Head
Lampiran 9 Tulangan Pier
DAFTAR NOTASI
a = tinggi blok tegangan tekan persegi ekivalen beton dalam analisis
kekuatan batas penampang beton bertulang akibat lentur
A = luas penampang m2
Ag = luas brutto penampang mm2
Aps = luas tulangan prategang dalam daerah tarik mm2
As = luas tulangan tarik non-prategang mm2
Av = luas tulangan geser dalam daerah sejarak s atau luas tulangan geser yang
tegak lurus terhadap tulangan lentur tarik dalam suatu daerah sejarak s
pada komponen struktur lentur tinggi mm2
b = lebar dari muka tekan komponen struktur mm
bw = lebar badan balok atau diameter dari penampang bulat mm
d = jarak dari serat tekan terluar ke pusat tulangan tarik mm
drsquo = tebal selimut beton mm
e = eksentrisitas (mm)
Ec = modulus elastisitas beton MPa
Es = modulus elastisitas tulangan MPa
f crsquo = kuat tekan beton yang disyaratkan pada umur 28 hari MPa
fpu = kuat tarik baja prategang MPa
fpe = tegangan tekan dalam beton akibat gaya prategang efektif saja (setelah
memperhitungkan semua kehilangan prategang) pada serat terluar dari
penampang dimana tegangan tarik terjadi akibat beban luar MPa
fs = tegangan dalam tulangan yang dihitung pada beban kerja
MPa
fy = tegangan leleh yang disyaratkan dari tulangan non-prategang
h = tinggi total komponen struktur mm
I = momen inersia penampang (mm4)
Jt = modulus puntir yang besarnya bisa diambil sebesar 04x2y
untuk penampang segiempat masif atau sebesar 04Σx2y untuk
penampang masif berbentuk T L atau I atau sebesar 2Ambw untuk
penampang berongga dinding tipis di mana Am adalah luas yang
dibatasi garis median dinding dari lubang tunggal (mm2)
L = panjang bentang jembatan m
Mcr = momen yang menyebabkan terjadinya retak lentur pada penampang
akibat beban luar
Mn = kekuatan momen nominal penampang Nmm
Mu = momen terfaktor akibat kombinasi pengaruh gaya luar yang terbesar
pada penampang Nmm
Nn = kekuatan aksial tekan penampang N
Nu = beban aksial terfaktor akibat kombinasi pengaruh gaya luar yang
terbesar yang tegak lurus pada penampang diambil positif untuk tekan
negatif untuk tarik dan memperhitungkan pengaruh dari tarik akibat
rangkak dan susut
Rn = besaran ketahanan atau kekuatan nominal dari penampang komponen
struktur
s = spasi dari tulangan geser atau puntir dalam arah paralel dengan tulangan
longitudinal mm
Tc = kuat puntir nominal yang disumbangkan oleh beton
Tn = kuat puntir nominal dari penampang komponen struktur
Ts = kuat puntir nominal yang disumbangkan oleh tulangan puntir
Tu = momen puntir terfaktor akibat kombinasi pengaruh gaya luar yang
terbesar pada penampang
Vc = kuat geser nominal yang disumbangkan oleh beton
Vn = kuat geser nominal dari penampang komponen struktur
Vs = kuat geser nominal yang disumbangkan oleh tulangan geser
Vu = gaya geser terfaktor akibat kombinasi pengaruh gaya luar yang terbesar
pada penampang
wc = berat jenis beton (kNm3)
W = berat komponen (kN)
x = dimensi terpendek bagian segiempat dari suatu penampang
y = dimensi terpanjang bagian segiempat dari suatu penampang
y = jarak tendon terhadap dimensi terluar dari beton
β1 = faktor tinggi blok tegangan tekan persegi ekivalen beban
ρ = rasio tulangan tarik non-prategang
ρrsquo = rasio tulangan tekan non-prategang
ρmin = rasio tulangan minimum terhadap luas penampang beton
ρb = rasio tulangan yang memberikan kondisi regangan yang seimbang
wc = berat jenis beton (kNm3)
= faktor reduksi kekuatan
σ = tegangan tendon prategang (MPa)
ω = indeks tulangan tarik non-prategang yang adalah = ρfyfcrsquo
ωrsquo = indeks tulangan tekan yang adalah = ρrsquofyfcrsquo
p = faktor yang memperhitungkan jenis tendon prategang
1
PENDAHULUAN
Dewasa ini peningkatan aktivitas perekonomian secara tidak langsung
semakin menuntut dibutuhkannya jaringan transportasi yang baik guna
memperlancar arus barang dan jasa Pesatnya perkembangan ilmu pengetahuan
dan teknologi juga telah menjadi salah satu faktor pendorong kemajuan di bidang
infrastruktur Dalam jaringan transportasi fungsi jalan dan jembatan sebagai
penghubung sebuah sistem memegang peranan yang sangat penting
Pembangunan Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok merupakan salah satu
contoh pentingnya jaringan jalan dalam sebuah sistem transportasi Struktur jalan
tol yang dibangun memerlukan perencanaan yang matang dari berbagai aspek
agar dapat memenuhi kebutuhan lalu lintas Sebuah jalan tol direncanakan
berdasarkan kebutuhan volume kendaraan yang melintas faktor daya dukung
tanah serta koneksi antar ruas jalan tol lainnya
Perencanaan struktur bangunan saat ini secara umum telah memasukkan
faktor gempa untuk menciptakan suatu struktur yang aman dan terhindar dari
kerusakan-kerusakan fatal akibat gempa Mengingat Indonesia terletak pada zona
tektonik yang sangat aktif ketahanan struktur bangunan terhadap gempa menjadi
sebuah hal yang perlu diperhitungkan Seperti halnya Jepang dan California
Indonesia termasuk dalam wilayah yang sangat rawan bencana gempa bumi Hal
ini dikarenakan tiga lempeng besar dunia dan sembilan lempeng kecil lainnya
saling bertemu di wilayah Indonesia serta membentuk jalur-jalur pertemuan
lempeng yang kompleks Keberadaan interaksi antar lempeng-lempeng tersebut
menempatkan Indonesia sebagai wilayah rawan gempa Dalam 6 tahun terakhir
diantaranya tercatat beberapa bencana gempa besar yang terjadi di wilayah Aceh
Nias Yogya dan Padang yang menyebabkan keruntuhan infrastruktur dan korban
jiwa
Gambar 1 Data Episenter Gempa Utama di Indonesia dan Sekitarnya untuk
Magnituda M ge 5 yang Dikumpulkan dari Berbagai Sumber dalam Rentang
Waktu 1900-2009
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
2
Latar Belakang
Suatu struktur yang dibangun perlu didesain sesuai dengan kriteria standar
perencanaan serta tahan terhadap beban gempa mengingat Indonesia terletak pada
zona tektonik yang aktif Perencanaan struktur tahan gempa sangat penting untuk
menciptakan struktur yang aman dan terhindar dari kerusakan-kerusakan fatal
akibat gempa
Perumusan Masalah
Berdasarkan kriteria standar perencanaan dan peta gempa terbaru perlu
dilakukan analisis terhadap struktur yang ditinjau dengan mengacu pada Peta
Hazard Gempa 2010 Pada penelitian ini dilakukan analisis struktur P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
Analisis dilakukan dengan membandingkan gaya dalam yang terjadi akibat
pembebanan terhadap kapasitas nominal dari struktur tersebut
Tujuan Penelitian
Tujuan dari penelitian ini adalah menganalisis struktur fly over P106-P107
(Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok seksi E2-A
terhadap beban gempa Hasil analisis yang berupa perhitungan jumlah tendon dan
tulangan kemudian dibandingkan dengan kondisi eksisting
Manfaat Penelitian
Manfaat dari penelitian ini adalah dapat mengaplikasikan ilmu pengetahuan
di bidang teknik sipil dan lingkungan
Ruang Lingkup Penelitian
Penelitian ini dilakukan dengan beberapa ruang lingkup sebagai berikut
1 Analisis dilakukan pada struktur P106-P107 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425)
Jenis pembebanan yang termasuk ke dalam analisis adalah berat sendiri
beban mati tambahan beban lalu lintas prategang suhu gaya rem tumbukan
beban angin dan beban gempa
2 Struktur fly over yang ditinjau adalah slab girder pier head dan pier
3 Analisis ketahanan gempa dilakukan dengan mengacu pada Peta Hazard
Gempa Indonesia 2010 menggunakan metode analisis gempa dinamis
4 Pemodelan struktur dan analisis gaya dalam dilakukan menggunakan program
CSI Bridge Versi 15
5 Analisis dilakukan dengan membandingkan jumlah tendon dan tulangan hasil
evaluasi dengan kondisi eksisting
3
TINJAUAN PUSTAKA
Jembatan
Jembatan merupakan salah satu infrastruktur yang berperan penting dalam
kehidupan manusia Jembatan juga menjadi elemen kunci dalam sebuah sistem
transportasi karena merupakan pengontrol kapasitas daripada sistem tersebut baik
dari segi berat maupun volume lalu lintas Berdasarkan bahan konstruksinya
jembatan dapat dibedakan menjadi beberapa macam antara lain jembatan kayu
jembatan beton bertulang jembatan beton prategang jembatan baja dan jembatan
komposit Penggunaan bahan penyusun jembatan tergantung daripada kebutuhan
desain konstruksi (Supriyadi dan Muntohar 2007)
Secara umum struktur suatu jembatan dapat dibagi menjadi 2 bagian yaitu
struktur atas dan struktur bawah Struktur atas (superstructure) merupakan bagian
yang menerima beban langsung yang meliputi berat sendiri beban mati beban
mati tambahan beban lalu-lintas dan beban lingkungan Struktur atas jembatan
umumnya meliputi slab lantai kendaraan girder balok diafragma dan tumpuan
(bearing) Struktur bawah (substructure) jembatan berfungsi memikul seluruh
beban struktur atas dan beban lain yang ditimbulkan oleh lingkungan untuk
disalurkan ke dalam tanah Struktur bawah terdiri dari kolom (pier) pile cap dan
pondasi (Barker and Pucket 2007)
Gambar 2 Contoh Struktur Sebuah Jembatan
Sumber httpenblogunikomacidbridge-structure694
Beton Prategang (Prestressed Concrete)
Beton memiliki kuat tekan yang tinggi namun lemah terhadap kuat tarik
Gaya tarik yang bekerja tersebut dapat menyebabkan retak (crack) dan patah
Beton polos (unreinforced concrete) hanya dapat digunakan pada kasus material
mengalami beban tekan atau pada kondisi tegangan tarik yang sangat rendah
sehingga beton perlu diperkuat dengan tulangan baja yang memiliki kuat tarik
tinggi Pada beton bertulang retak dan defleksi pada dasarnya tidak dapat kembali
apabila komponen struktur tersebut telah mencapai kondisi batas pada saat
mengalami beban kerja Karena rendahnya kapasitas tarik pada beton maka retak
lentur terjadi pada taraf pembebanan yang masih rendah Untuk mengurangi
4
atau mencegah berkembangnya retak tersebut gaya konsentris atau eksentris
diberikan dalam arah longitudinal elemen struktural Gaya ini mencegah
berkembangnya retak dengan cara mengeliminasi atau sangat mengurangi
tegangan tarik di bagian tumpuan dan daerah kritis pada kondisi beban kerja
sehingga dapat meningkatkan kapasitas lentur geser dan torsional penampang
tersebut Gaya longitudinal tersebut merupakan gaya prategang yaitu gaya tekan
yang memberikan prategangan pada penampang di sepanjang bentang suatu
elemen struktural sebelum bekerjanya beban mati dan beban hidup transversal
atau beban hidup horizontal transien (Nawy 2001)
Beton prategang adalah beton bertulang yang diberi tegangan dalam untuk
mengurangi tegangan tarik potensial dalam beton akibat beban kerja Pada beton
bertulang tulangan di dalam komponen struktur tidak memberikan gaya dari
dirinya pada komponen struktur tersebut suatu hal yang berlawanan dengan aksi
baja prategang Baja tendon yang dibutuhkan untuk menghasilkan gaya prategang
di dalam komponen struktur prategang secara aktif memberikan beban awal pada
komponen struktur sehingga memungkinkan terjadinya pemulihan retak dan
defleksi Apabila kuat tarik lentur beton terlampaui komponen struktur prategang
mulai beraksi seperti elemen beton bertulang (Nawy 2001)
Gambar 3 Konsep Perbedaan Beton Bertulang (Reinforced Concrete) dan Beton
Prategang (Prestressed Concrete)
Sumber httpptsindianetdesign_criteriahtml
Pada beton prategang tegangan permanen diberikan di komponen struktur
sebelum seluruh beban mati dan beban hidup bekerja agar tegangan tarik netto
yang ditimbulkan oleh beban-beban tersebut dapat dieliminasi atau sangat
dikurangi Komponen struktur prategang mempunyai tinggi lebih kecil
dibandingkan beton bertulang untuk kondisi bentang dan beban yang sama akibat
eliminasi tegangan tarik netto yang ditimbulkan oleh beban dengan adanya
struktur prategang (Nawy 2001)
Terdapat dua teknik prategang pada beton yaitu pre-tensioning dan post-
tensioning Teknik pre-tensioning adalah pemberian tegangan pada tendon
sebelum beton dicor Teknik ini pada prinsipnya digunakan untuk
5
konstruksi jembatan bentang pendek yang menggunakan balok jembatan standar
Teknik post-tensioning merupakan pemberian tegangan yang dilakukan setelah
beton dicor
Standar Perencanaan Jembatan
Terdapat dua pendekatan dalam perencanaan sebuah struktur jembatan yaitu
rencana tegangan kerja dan rencana keadaan batas (ultimit)
1 Rencana Tegangan Kerja
Pendekatan ini merupakan pendekatan elastis yang digunakan untuk
memperkirakan kekuatan atau stabilitas dengan membatasi tegangan dalam
struktur sampai tegangan izin Tegangan izin tersebut dibuat dengan membuat
beberapa toleransi untuk stabilitas tidak linear dan pengaruh bahan pada
kekuatan struktur terisolasi dengan membagi kekuatan ultimate dengan faktor
keamanan (SF)
Pendekatan menggunakan tegangan kerja memiliki kelemahan yaitu kurangnya
efisiensi dalam mencapai tingkat keamanan yang konsisten bila faktor keamanan
digunakan pada bahan saja
2 Rencana Keadaan Batas (Ultimate)
Pada rencana keadaan batas margin keamanan digunakan lebih merata
pada seluruh struktur melalui penggunaan faktor keamanan parsial Tidak seperti
cara tegangan kerja yang mana faktor keamanan digunakan hanya untuk bahan
dalam rencana keadaan batas faktor keamanan terbagi antara beban dan bahan
faktor reduksi kekuatan x kapasitas nominal ge faktor beban x beban nominal
Rencana keadaan batas lebih rasional dibandingkan pendekatan tegangan kerja
Perencanaan yang dihasilkan oleh penggunaan prinsip keadaan batas akan lebih
ekonomis dan akan menghasilkan jembatan dengan kemampuan kapasitas dan
kekuatan yang merata
Pembebanan Pada Jembatan
Jenis-jenis beban yang perlu diperhitungkan dalam merancang suatu jembatan
menurut RSNI T-02-2005 tentang Standar Pembebanan untuk Jembatan adalah
sebagai berikut
1 Beban Mati (Dead Load)
Berat sendiri dan beban mati tambahan termasuk ke dalam kategori beban mati
A Berat Sendiri
Berat sendiri struktur merupakan semua beban tetap yang berasal dari
berat bangunan dan elemen-elemen struktural lain yang dipikulnya Termasuk
dalam hal ini adalah berat bahan dan bagian jembatan yang merupakan
6
elemen struktural ditambah dengan elemen non struktural yang dianggap tetap
Perhitungan berat sendiri dapat dilakukan menggunakan rumus
(1)
Keterangan
berat komponen persatuan volume (kNm3)
bentang jembatan (m)
luas penampang (m2)
Nilai berat komponen persatuan volume atau berat isi untuk berbagai jenis bahan
telah tercantum pada RSNI T-02-2005
Tabel 1 Berat Jenis untuk Beban Mati (kNm3)
No Bahan BeratSatuan Isi (kNm3) KerapatanMasa (kgm
3)
1 Campuran aluminium 2627 2720
2 Lapisan permukaan beraspal 22 2240
3 Besi tuang 71 7200
4 Timbunan tanah dipadatkan 172 1760
5 Kerikil dipadatkan 188-227 1920-2320
6 Aspal beton 22 2240
7 Beton ringan 1225-196 1250-2000
8 Beton 220-250 2240-2560
9 Beton prategang 250-260 2560-2640
10 Beton bertulang 235-255 2400-2600
11 Timbal 111 11400
12 Lempung lepas 125 1280
13 Batu Pasangan 235 2400
14 Neoprin 113 1150
15 Pasir kering 157-172 1600-1760
16 Pasir basah 180-188 1840-1920
17 Lumpur lunak 172 1760
18 Baja 77 7850
19 Kayu (ringan) 78 800
20 Kayu (keras) 11 1120
21 Air murni 98 1000
22 Air garam 10 1025
23 Besi tempa 755 7680
7
B Beban Mati Tambahan (Superimposed Dead Load)
Beban mati tambahan adalah berat seluruh bahan yang membentuk suatu
beban pada jembatan yang merupakan elemen non struktural dan besarnya dapat
berubah selama umur jembatan Beban mati tambahan dapat berupa utilitas pada
saat pengerjaan jembatan berat pelapisan kembali permukaan jembatan parapet
trotoar lampu jembatan pipa air serta sarana lainnya yang dipikul langsung oleh
jembatan
2 Beban Hidup (Live Load)
Beban hidup terdiri dari semua beban bergerak yang bekerja pada deck
jembatan Beban hidup terdiri dari beban kendaraan kereta maupun beban
pejalan kaki Beban hidup dapat tersebar merata sepanjang deck seperti beban
padatnya lalu lintas dan beban kereta api yang panjang ataupun dapat berupa
beban terpusat seperti beban truk berat tunggal poros dan lokomotif Beban lalu
lintas untuk perencanaan jembatan terdiri atas beban lajur ldquoDrdquo dan beban truk ldquoTrdquo
A Beban Lajur ldquoDrdquo
Beban Lajur ldquoDrdquo bekerja pada seluruh lebar lajur kendaraan dan
menimbulkan pengaruh pada jembatan yang ekuivalen dengan rangkaian
kendaraan yang sebenarnya Jumlah total beban lajur ldquoDrdquo yang bekerja tergantung
pada lebar lajur kendaraan jembatan Beban lajur D terdiri dari beban terbagi rata
(BTR) yang digabung dengan beban garis (BGT)
Beban Terbagi Rata (BTR)
Beban terbagi rata mempunyai intensitas q (KPa) dimana besarnya q tergantung
pada panjang total yang dibebani L seperti berikut
L le 30 m q = 90 kPa (2)
L gt 30 m q = 90 ( 05 15
L ) kPa (3)
Dengan pengertian
q = intensitas beban terbagi rata (BTR) dalam arah memanjang jembatan
Beban Garis Terpusat (BGT)
Beban garis dengan intensitas p kNm harus ditempatkan tegak lurus terhadap
arah lalu lintas pada jembatan Besarnya intensitas p adalah 490 kNm
B Beban Truk ldquoTrdquo
Pembebanan truk ldquoTrdquo merupakan kendaraan berat dengan jumlah 3 as Berat
dari masing-masing as disebarkan menjadi 2 beban merata sama besar yang
merupakan bidang kontak antara roda dengan permukaan lantai yang dimaksud
agar mewakili pengaruh roda kendaraan berat Terlepas dari panjang jembatan
atau susunan bentang hanya ada satu kendaraan truk ldquoTrdquo yang bisa ditempatkan
pada satu lajur lalu lintas rencana Kendaraan truk ldquoTrdquo harus ditempatkan
ditengah-tengah lajur lalu lintas rencana
8
3 Beban Angin
Tabel 2 Faktor Beban Akibat Beban Angin
Keadaan Batas
Lokasi
sampai 5 km dari pantai
(mdetik)
gt 5 km dari pantai
(mdetik)
Daya Layan 30 25
Ultimit 35 30
Faktor beban tersebut tidak berlaku untuk jembatan besar atau penting
seperti yang ditentukan oleh instansi yang berwenang Jembatan-jembatan
demikian harus diselidiki secara khusus akibat pengaruh beban angin termasuk
respons dinamis jembatan Gaya nominal ultimit dan daya layan jembatan akibat
pengaruh angin TEW tergantung kecepatan angin rencana seperti berikut
TE = 00006 Cw w 2Ab [kN] (4)
Keterangan
w kecepatan angin rencana (ms) untuk keadaan batas yang ditinjau
koefisien seret
luas koefisien bagian samping jembatan (m2)
Tabel 3 Koefisien Seret
Tipe Jembatan
Bangunan atas massif
bd = 10
bd = 20
bd ge 60
Bangunan atas rangka
21
15
125
12 Keterangan
b lebar keseluruhan jembatan dihitung dari sisi luar sandaran
d tinggi bangunan atas termasuk tinggi bagian sandaran yang masif
Harga antara dari bd bias diinterpolasi linier
Apabila bangunan atas mempunyai superelevasi harus dinaikkan sebesar 3
untuk setiap superelevasinya dengan kenaikan maksimum 25
4 Beban Gempa
Standar perencanaan ketahanan gempa untuk jembatan diatur dalam SNI
28332008 Standar tersebut membahas analisis dinamis dan digunakan untuk
merencanakan struktur jembatan tahan gempa sehingga kerusakan terjadi
setempat dan mudah diperbaiki struktur tidak runtuh dan dapat dimanfaatkan
kembali Analisis dinamis diperlukan sebagai verifikasi bila kinerja struktur
terhadap gempa tidak diwakili sepenuhnya oleh prosedur perhitungan statis dan
semi dinamis Cara spektral moda tunggal dan majemuk dengan atau tanpa
pengaruh interaksi tanah merupakan perhitungan semi-dinamis Analisis dinamis
dengan cara riwayat waktu sering menggunakan rekaman akselerasi gempa dari
luar sehingga perlu disesuaikan dengan akselerasi puncak (Peak Ground
Acceleration) untuk wilayah gempa yang ditinjau Pilihan prosedur analisis gempa
9
tergantung pada tipe jembatan besarnya koefisien akselerasi gempa dan tingkat
kecermatan
Perencanaan suatu struktur tahan gempa perlu mempertimbangkan faktor
percepatan puncak (PGA) respon spektra percepatan di batuan dasar untuk
perioda pendek 02 detik (Ss) dan untuk perioda 10 detik (S1) Ketiga nilai
tersebut dapat diperoleh menggunakan peta Hazard gempa Indonesia 2010
Penentuan kelas situs tanah (klasifikasi site) merupakan tahapan awal dalam
perencanaan beban gempa dengan terlebih dahulu mencari nilai N
N = Σi=1 tim
Σi=1
tiNi
frasl
m (5)
Kelas situs tanah dapat ditentukan berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia
2010 menggunakan tabel berikut
Tabel 4 Penentuan Kelas Situs Tanah
Kelas Situs (mdetik) Su(kPa)
SA (Batuan Keras) gt 1500 NA NA
SB (Batuan) 750-1500 NA NA
SC (Tanah Keras) 350-750 gt 50 gt 100
SD (Tanah Sedang) 175-350 15-50 50-100
SE (Tanah Lunak) lt 175 lt 15 lt 50
Setiap profil tanah yang mengandung lebih dari 3m tanah dengan karakteristik
sebagai berikut
1 Indeks plastisitas PI gt 20
2 Kadar air w ge 40 dan
3 Kadar geser niralir Su lt 25 kPa
SF (Tanah Khusus) Setiap profil lapisan tanah yang memiliki salah satu atau
lebih dari karakteristik berikut
1 Rawan dan berpotensi gagal atau runtuh akibat beban gempa seperti mudah
likuifaksi lempung sangat sensitif tanah tersegmentasi rendah
2 Lempung sangat organik atau gambut (ketebalan H gt 3 m)
3 Lempung berplastisitas sangat tinggi (ketebalan H gt 75 m dengan PI gt 75)
4 Lapisan lempung lunakmedium kaku (ketebalan H gt 35 m dengan Su lt 50 kPa
Keterangan NA = tidak dapat dipakai
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
Selanjutnya akselerasi respons spektra puncak dapat dihitung dengan
persamaan
SMS = Fa Ss (6)
SM1 = Fv S1 (7)
Keterangan
SMS = akselerasi respons spektra puncak pada periode pendek
SM1 = akselerasi respons spektra puncak pada periode 1 detik
Ss = nilai spektra percepatan untuk periode pendek 02 detik di batuan dasar
S1 = nilai spektra percepatan untuk periode 10 detik di batuan dasar
Fa = koefisien periode pendek
Fv = koefisien periode 1 detik
Nilai koefisien dan dapat ditentukan menggunakan Tabel 4 dan 5 Nilai
Ss dan S1 diperoleh dari Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
10
Tabel 5 Nilai Koefisien Fa
Ss
Klasifikasi
Site SS le 025 SS = 05 SS = 075 SS = 10 SS ge 125
SA 08 08 08 08 08
SB 10 10 10 10 10
SC 12 12 11 10 10
SD 16 14 12 11 10
SE 25 17 12 09 09
SF SS
Tabel 6 Nilai Koefisien Fv
S1
Klasifikasi
Site S1 le 01 S1 = 02 S1 = 03 S1 = 04 S1 ge 05
SA 08 08 08 08 08
SB 10 10 10 10 10
SC 17 16 15 14 13
SD 24 20 18 16 15
SE 35 32 28 24 24
SF SS
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
Desain parameter akselerasi spektra dihitung menggunakan persamaan
SDS =
SMS (8)
SD1 =
SM1 (9)
Faktor
diperoleh dari hasil konversi dari gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
Pembuatan respon spektrum menggunakan persamaan berikut
Sa = SDS 04 06 T
To) untuk (10)
Sa = SDS untuk (11)
Sa = SD1
T untuk (12)
Sa = SD1TL
T2 untuk (13)
Nilai dan dihitung menggunakan persamaan
T0 = 02 SD1
SDS (14)
TS = SD1
SDS (15)
dimana TL = waktu transisi periode panjang
Sa = akselerasi spektra
SDS = desain parameter akselerasi respon spektra periode pendek
SD1 = desain parameter akselerasi respon spektra periode 1 detik
SMS = akselerasi respon spektra puncak periode pendek
SM1 = akselerasi respon spektra puncak periode 1 detik
Berdasarkan nilai Sa dan T dapat dibuat grafik respon spektrum seperti berikut
11
Gambar 4 Desain Respon Spektrum
Sumber ASCE 07-2010
Gambar 5 Peta Respon Spektra Percepatan 02 Detik (SS) di Batuan Dasar (SB)
untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun
Gambar 6 Peta Respon Spektra Percepatan 10 Detik (S1) di Batuan Dasar (SB)
untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
12
Desain dan Perhitungan Balok
Rumus-rumus yang digunakan pada analisis struktur balok mengacu pada RSNI
T-02-2005 dan RSNI T-12-2004
1 Tulangan lentur balok
Tegangan analitis batas baja prategang fps (untuk perhitungan kekuatan
batas nominal penampang beton prategang) harus diambil tidak melebihi fpy
Jika tidak tersedia perhitungan yang lebih tepat dan tegangan efektif pada
tendon fpe tidak kurang dari 05 fpu tegangan analitis batas baja prategang fps
dalam tendon yang terlekat penuh dapat diambil sebesar
fps= fpu (1- p
β1[ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) (16)
Jika pengaruh tulangan tekan diperhitungkan pada saat menghitung fps dengan
persamaan (16) maka nilai [ρp
fpu
fc
d
dp ω - ω ] harus diambil tidak kurang dari
017 dan nilai drsquo tidak lebih dari 015
Keterangan
p = faktor yang memperhitungkan jenis tendon prategang dengan nilai
055 untuk fpy
fpu ge 080
040 untuk fpy
fpu ge 085
028 untuk fpy
fpu ge 090
β1 = faktor tinggi blok tegangan tekan persegi ekuivalen beban dimana
β1 = 085 untuk fc le 30 MPa
β1 = 085 ndash 0008 (fc - 30) untuk fc ge 30 MPa (17)
Perencanaan momen lentur harus didasarkan pada
Mu le Mn (18)
Nilai Mn dihitung dengan persamaan
Mn = 08 Apsfps (d -a
2 ) As fy (d -
a
2 )+ (19)
Jarak antar tulangan dihitung menggunakan persamaan
Apsfps As fy = 085 fc ab (20)
2 Tulangan Geser Balok
Perencanaan tulangan geser harus didasarkan pada
u le n (21)
Dimana nilai adalah kuat geser nominal yang dihitung menggunakan
persamaan
n= c s (22)
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton pada struktur yang dibebani geser
dan lentur saja dapat dihitung menggunakan persamaan sebagai berikut
13
c= (radicf c
6) bwd (23)
Kuat geser yang disumbangkan oleh tulangan geser untuk tulangan geser yang
tegak lurus terhadap sumbu aksial komponen struktur dapat dihitung
menggunakan persamaan
s= Av fy d
s (24)
Kekuatan lentur dari balok beton bertulang sebagai komponen struktur jembatan
harus direncanakan dengan menggunakan cara ultimit atau cara Perencanaan
berdasarkan Beban dan Kekuatan Terfaktor (PBKT)
3 Kekuatan Puntir Balok
Kekuatan puntir balok harus didasarkan pada
Tu le Tn (25)
Dimana puntir nominal Tn bisa dihitung sebagai penjumlahan dari puntir nominal
yang disumbangkan oleh beton Tc dan puntir nominal yang disumbangkan oleh
tulangan Ts dengan rumus
Tn= Tc Ts (26)
Dimana
Tc= Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
(27)
Ts= fy (Asw
s) 2 Act cot t (28)
Persamaan tersebut digunakan dalam menghitung nilai kekuatan puntir nominal
tulangan dengan nilai t = 45o untuk beton non prategang dan t=375
o untuk
beton prategang
Untuk sengkang tertutup dapat dihitung Asw
sle 02
y1
fyf (29)
Tn=2AoAtfyv
scot (30)
Dengan dapat diambil sebesar 085
Gambar 7 Areal Aoh
14
Tulangan longitudinal tambahan yang diperlukan untuk menahan puntir dapat
dihitung menggunakan persamaan
Al= (At
s) ρ
h
fyv
fyt cot2 (31)
Desain dan Perhitungan Kolom
Pengaruh kelangsingan kolom dapat diabaikan untuk komponen struktur tekan tak
bergoyang apabila dipenuhi klu
r le 34- (12
M1
M2) (32)
Untuk komponen struktur tekan bergoyang pengaruh kelangsingan dapat
diabaikan apabila klu
r le 22 (33)
Beberapa persyaratan tulangan memanjang untuk kolom antara lain memiliki
luas tidak kurang dari 001 Ag dan tidak melebihi 008 Ag kecuali jika jumlah dan
penempatan tulangan mempersulit penempatan dan pemadatan beton pada
sambungan dan persilangan dari bagian-bagian komponen maka batas maksimal
rasio tulangan perlu dikurangi
Rasio tulangan spiral ρs tidak boleh kurang dari
ρs= 045 (
Ag
Ac-1)
f c
fy (34)
Software CSI Bridge
Computers and Structures Inc (CSI) Bridge merupakan salah satu software
yang dikembangkan oleh pihak CSI yang merupakan pelopor dalam
pengembangan software untuk analisis struktur dan gempa Tahap pemodelan
analisis dan desain dari struktur sebuah jembatan telah diintegrasikan dalam
software CSI Bridge untuk menciptakan perangkat komputer engineering yang
mendasar Dengan menggunakan CSI Bridge dapat didesain jembatan beton
maupan baja dengan cepat dan mudah Fitur parametric modeller memungkinkan
pengguna untuk membuat model jembatan sederhana hingga kompleks dan
membuat perubahan secara efisien dalam melakukan kontrol pada desain
(httpwwwcsiamericacomcsibridge)
Software PCA Col
PCAColumn (PCA Col) merupakan software yang dirancang untuk
mendesain dan memeriksa kapasitas penampang beton bertulang terhadap gaya
aksial dan momen lentur Bentuk penampang benton dapat berupa persegi empat
lingkaran hingga tidak beraturan dengan berbagai macam susunan dan pola
tulangan Selain itu efek kelangsingan kolom juga dapat diperhitungkan Dari
program tersebut dapat diperoleh diagram interaksi gaya aksial (P) dan momen
lentur (M) baik dalam sumbu uniaksial maupun biaksial dimana Mx dan My juga
dapat diplot terhadap sumbu biaksial dari kolom dan dinding geser yang tidak
beraturan (httppcacolumnsoftwareinformercom)
15
METODOLOGI
Waktu dan Tempat
Penelitian dilakukan pada bulan Februari ndash Juni 2013 yang diawali dengan
pengumpulan data Data penelitian diperoleh dari Satuan Kerja Pelaksanaan Jalan
Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A Struktur yang ditinjau adalah fly over
P106-P107 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425)
Gambar 8 Denah Lokasi Proyek yang Ditinjau
Proyek pembangunan jalan bebas hambatan Tanjung Priok merupakan
program strategis pemerintah dalam rangka meningkatkan kapasitas jaringan
transportasi kota Jakarta khususnya Jakarta Utara Proyek ini menjadi salah satu
upaya pengembangan Kawasan Strategis Nasional Tanjung Priok sebagai pusat
kegiatan ekspor-impor yang saat ini telah menempati peringkat ke-24 dunia untuk
arus peti kemas Jalan bebas hambatan yang dibangun berfungsi sebagai jalan
pintas untuk meningkatkan akses terhadap pelabuhan dan dalam jangka panjang
juga berfungsi sebagai penghubung ruas tol Jakarta Outer Ring Road (JORR)
dengan Jakarta Inter Urban Toll (JIUT)
Alat dan Bahan
Alat yang digunakan dalam penelitian ini adalah sebagai berikut
1 Komputer Intel CoreTM
Duo Processor T6600
2 Program CSI Bridge Versi 15 dan PCA Col
3 Program Microsoft Office Excel 2010
4 Program Autocad 2010
Bahan penelitian merupakan data sekunder berupa shop drawing Proyek Jalan
Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A yaitu data struktur P106-P107
16
Penggunaan shop drawing dikarenakan belum tersedianya data as built drawing
Data-data yang diperoleh meliputi
1 Denah dan gambar detail struktur fly over P106-P107 yang meliputi layout
fly over dimensi struktur jembatan serta gambar detail tendon dan tulangan
Struktur yang ditinjau memiliki kriteria desain sebagai berikut
a) Slab
Kuat tekan beton ( ) = 30 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic30 MPa = 2574296 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
b) PCU Girder
Kuat tekan beton ( ) = 40 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic40 MPa = 2972541 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Kuat tarik putus ( = 1860 MPa
Kuat leleh baja prategang ( ) = 1670 MPa
c) Pier Head
Kuat tekan beton ( ) = 35 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic40 MPa = 2780557 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Kuat tarik putus ( = 1860 MPa
Kuat leleh baja prategang ( ) = 1670 MPa
d) Pier
Tipe = Y Pier
Kuat tekan beton ( ) = 30 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic30 MPa = 2574296 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Tinggi pier ( ) = 22 m
Lebar pier ( = 35 m
Tebal pier ( ) = 45 m
e) Data soil investigation Bore Log (Lampiran 2)
2 Standar dan peraturan perencanaan sebagai berikut
RSNI T-02-2005 ldquoPembebanan untuk Jembatanrdquo
SNI 2833 2008 ldquoStandar Perencanaan Ketahanan Gempa untuk Jembatanrdquo
RSNI T-12-2004 ldquoPerencanaan Struktur Beton untuk Jembatanrdquo
SNI 03-3847-2002 ldquoTata Cara Perhitungan Struktur Beton untuk Bangunan
Gedungrdquo
17
Tahapan Penelitian
Tahapan penelitian tersaji dalam diagram alir sebagai berikut
Keterangan
1 Data sekunder merupakan shop drawing kontraktor PT Obayashi-Jaya
Konstruksi JO yang digunakan dalam penelitian ini sebagai acuan dalam
pemodelan jembatan
2 Peraturan dan standar perencanaan terkait dengan penelitian ini adalah Standar
Nasional Indonesia Peraturan pembebanan jembatan terdapat dalam RSNI T-
02-2005 Perencanaan ketahanan gempa untuk jembatan terdapat dalam SNI
2833 2008 Perencanaan struktur beton untuk jembatan terdapat dalam RSNI
T-12-2004
Mulai
Pengumpulan Data Penelitian dan Bahan Rujukan
Program CSI Bridge
Pemodelan
Struktur
Input
Pembebanan
Input
Spektrum Gempa
Gaya Dalam
Desain
Ulang
Tulangan
Selesai
Aman
Mu le Mn
u le n
Tu le Tn
Tidak
Ya
Gambar 9 Diagram Alir Penelitian
18
3 Program CSI Bridge digunakan untuk mempermudah dalam menganalisis
gaya dalam (internal force) yang bekerja akibat pembebanan Setelah
dilakukan pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum dapat
diperoleh nilai gaya dalam ultimit Analisis gaya dalam dilakukan dengan
membandingkan gaya dalam ultimit yang terjadi akibat pembebanan dengan
kapasitas nominal struktur fly over yang ditinjau
Pemodelan Struktur
a) Layout fly over
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri
dari 2 ruas jembatan kiri dan kanan dimana panjang 1 bentang (span)
sebesar 3575 m dengan jumlah bentang yang dianalisis sebanyak 3 span
Pendefinisian layout fly over pada program CSI Bridge dapat
menggunakan bridge wizard di menu Home
Gambar 10 Layout Line Struktur Fly Over
b) Material konstruksi dan penampang
Beton dengan = 30 MPa untuk slab dan pier
Beton dengan = 35 MPa untuk pier head
Beton dengan = 40 MPa untuk PCU Girder
Baja tulangan U39 dengan = 390 MPa
Baja tendon dengan fpy=1670 MPa dan fpu= 1860 MPa
19
Input material dilakukan pada menu Home-Bridge Wizard-Materials seperti pada
Gambar 12 berikut Sedangkan pemodelan penampang dilakukan pada menu
Components-Properties-Frame Properties-New-Frame Section Property Type
concrete-Precast U
Gambar 11 Input Material dan Penampang PCU Girder
Pendefinisian jumlah girder jarak antar girder dan tebal slab dilakukan pada
menu Components-Superstructure Deck Sections-New-Precast U Girder
Gambar 12 Penampang Superstruktur Jembatan
20
c) Jenis perletakan adalah tipe sendi-rol yang didefinisikan pada menu Home-
Bridge Wizards-Bearings
Gambar 13 Jenis Perletakan
d) Input pembebanan
Kombinasi pembebanan mengacu pada RSNI T-02-2005 Input
kombinasi pembebanan dilakukan pada menu DesignRating ndash Load
Combination ndash Add New Load Combination ndash Masukkan Load Case Name ndash
Load Case Type ndash Scale Factor ndash OK Contoh kombinasi pembebanan yang
telah diinputkan pada CSI Bridge terlihat pada gambar berikut
Gambar 14 Input Kombinasi Pembebanan
e) Input Respon Spektrum
Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 dibuat respon spektrum untuk
analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
21
CSI Bridge Respon spektrum diinputkan pada menu Loads ndash Functions ndash Respon
Spectrum ndash Add New Function ndash Pilih User ndash Masukkan Damping Ratio 005 ndash
Masukkan nilai Period dan Acceleration (Diperoleh dari hasil perhitungan
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010) ndash OK Pembuatan respon spektrum
gempa secara lebih rinci dijelaskan pada bab pembahasan
Gambar 15 Input Respon Spektrum Wilayah Jakarta
f) Hasil Gaya Dalam
Setelah pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum
struktur dapat dianalisis pada menu Analysis ndash Run Analysis ndash Pilih Load Case
yang ingin dianalisis ndash Run Analysis Hasil gaya dalam dapat ditampilkan pada
menu Home ndash Display ndash Show Bridge Superstructure Forces
Gambar 16 Contoh Momen Akibat Kombinasi Pembebanan
22
HASIL DAN PEMBAHASAN
Model Struktur Jembatan
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri dari 2
ruas jembatan kiri dan kanan dengan panjang total 10725 m Struktur terdiri dari
3 span dimana panjang satu span 3575 m Superstruktur jembatan ruas kiri terdiri
dari 4 girder dan ruas kanan terdiri dari 5 girder dengan tipe PCU dan memiliki
superelevasi sebesar 2 Struktur fly over tersebut ditopang oleh dua kolom cast
in site tipe Y-Pier dengan tinggi 22 m
Gambar 17 Pemodelan Struktur Fly Over
Gambar 19 Tampak Samping Struktur Fly Over
145 m 18 m
L total = 10725 m
Gambar 18 Tampak Depan Struktur Fly Over
23
Input Pembebanan
Pembebanan yang diinputkan pada program CSI Bridge mengacu pada
RSNI T-02-2005 (Tabel 40) mengenai Peraturan Pembebanan untuk Jembatan
dengan ragam kombinasi pada kondisi ultimit (Ultimate Limit States) sebagai
berikut
Tabel 7 Kombinasi Pembebanan
Nama
Kombinasi
Aksi
Permanen Aksi Transien Aksi Khusus
MS MA PS TD TT TB ET EW TTC
EQ-
X
EQ-
Y
ULS-1A 13 2 1 198 198 132
ULS-1B 13 2 1 198 198 132
ULS-1C 13 2 1 198 198 132
ULS-1D 13 2 1 198 198 132
ULS-4A 13 2 1 132 132
ULS-5A 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5B 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5C 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5D 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5E 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5F 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5G 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5H 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5I 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5J 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5K 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5L 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-5M 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5N 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5O 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5P 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-6A 13 2 1 198 198 1
ULS-6B 13 2 1 198 198 1
Keterangan
MS = Berat Sendiri
MA = Beban Mati Tambahan
PS = Pengaruh Prategang
TD = Beban Lajur ldquoDrdquo
TT = Beban Truk ldquoTrdquo
TB = Gaya Rem
ET = Beban Temperatur
EW = Beban Angin
TTC = Beban Tumbukan
EQ-X = Beban gempa dalam arah X
EQ-Y = Beban gempa dalam arah Y
24
Besarnya nilai beban-beban yang terjadi dapat dijabarkan dalam contoh
perhitungan sebagai berikut
1 Berat sendiri
PCU-Girder dan Slab
wc girder = 25 kNm3
wc slab = wc pier = 24 kNm3
Luas (A) girder = A satu girder x jumlah girder = 11915 m2 x 9 = 107235 m
2
A slab = tebal slab x lebar total jembatan = 025 m x (18 m+145 m) = 8125 m2
Berat girder = A girder x panjang total jembatan x wc girder
= 107235 m2 x 10725 m x 25 kNm
3
= 2875238 kN
Berat slab = A slab x panjang total jembatan x wc slab
= 10723 m2 x 10725 m x 24 kNm
3
= 2091375 kN
Pier
A pier segmen 1 = 2 m x 45 m = 9 m2
A pier segmen 2 = 20565 m2
Panjang pier segmen 1 = 7088 m
Panjang pier segmen 2 = 17147 m
Berat pier segmen 1 = A pier x panjang pier x wc pier
= 9 m2 x 7088 m x 24 kNm
3 = 153103 kN
Berat pier segmen 2 = A pier x panjang pier x wc pier
= 20565 m2 x 17147 m x 24 kNm
3
= 8463073 kN
Berat pier = 153103 kN + 8463073 kN = 9994103 kN
Total berat sendiri = Berat girder + slab + pier
= 2875238 kN + 2091375 kN + 9994103 kN
= 5966023 kN
2 Beban Mati Tambahan
Aspal
wc aspal = 22 kNm3
Tebal aspal = 75 cm
Perhitungan beban mati tambahan dengan menggunakan persamaan (1)
dapat dijabarkan sebagai berikut
Berat aspal = wcLA
= 22 kNm3 x 10725 m x (325 m x 0075 m)
= 5751281 kN
Parapet
wc parapet = 24 kNm3
A parapet = 0526 m2
Berat parapet = wcLA
= 24 kNm3 x 10725 m x 0526 m
2
= 1353924 kN
Total beban mati tambahan = berat aspal + parapet
= 5751281 kN + 1353924 kN
= 7105205 kN
25
3 Beban Lajur D
Beban Terbagi Rata (BTR)
Terdiri dari 7 kombinasi arah longitudinal dengan jumlah lajur
jembatan ruas kiri = 4 lajur dan jembatan ruas kanan = 5 lajur
Total kombinasi arah longitudinal
Jembatan Kiri = 7 x 4 = 28 kombinasi
Jembatan Kanan = 7 x 5 = 35 kombinasi
Terdiri dari 3 kombinasi dalam arah transversal dengan jarak dan
intensitas beban sebagai berikut
Jembatan Kiri
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 28 x 3
= 84 kombinasi
Jembatan Kanan
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 35 x 3
= 105 kombinasi
Nilai q dihitung menggunakan persamaan (3) untuk panjang 1 bentang gt 30 m
dimana panjang 1 span fly over = 3575 m
Contoh perhitungan nilai q sebagai berikut
q = 90 (05 15
3575 ) = 828 kPa
Gambar 20 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kiri
Gambar 21 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kanan
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
100 50
Keterangan
Keterangan
100 50
11 m 2 m 1 m 11 m 1 m 2 m 11 m
1375 m 275 m 1375 m 1375 m 1375 m 275 m 1375 m
26
Tabel 8 Kombinasi Beban ldquoDrdquo Arah Longitudinal Jembatan
Nama Span yang Dibebani Total Panjang
q (kNm2)
Kombinasi Span
1
Span
2
Span
3 Dibebani (m)
1 3575 828
2 3575 828
3 3575 828
4 715 639
5 715 639
6
7
715
10725
639
576
BTR diinputkan dalam bentuk beban garis sehingga nilai q (kNm2) dikalikan
lebar lajur yang dibebani (m)
Beban Garis Terpusat (BGT)
BGT diinputkan dalam bentuk beban titik pada program CSI Bridge sehingga nilai
intensitas p dikalikan dengan lebar lajur yang dibebani (m)
Beban garis = intensitas p x lebar lajur
= 49 kNm x 35 m
= 1715 kN
Dalam input BGT pada program digunakan faktor beban dinamis
senilai 14
4 Beban Truk ldquoTrdquo
Kendaraan truk yang digunakan adalah truk dengan berat 50 ton
Gambar 22 Input Beban Truk ldquoTrdquo
5 Gaya Rem
Gaya rem diinputkan sebagai beban titik dengan nilai sebagai berikut
Jembatan Kiri
Gaya rem per pier = nilai q terbesar x lebar lajur x panjang 1 span
jembatan x 5
27
= 9 kN
m2 x 145 m x 3575 m x 5
2 = 11663 kN
Jembatan Kanan
Gaya rem per pier = 9 kN
m2 x 18 m x 3575 m x 5
2 = 14479 kN
6 Pengaruh Temperatur
Gambar 23 Input Pengaruh Temperatur
7 Beban Angin
Diketahui
Cw = 125 (Tabel 3)
Vw = 35 ms (Tabel 2)
Ab = 198413 m2
Dengan menggunakan persamaan (4)
TE = 00006 Cw w 2Ab
= 00006 x 125 x 352 x 198413
= 18229 kN
TEW per pier = 18229 kN
4= 45573 kN
8 Tumbukan
100 kN
1
00
F
x
10o
Gambar 24 Proyeksi Tumbukan pada Pier Terhadap Sumbu X dan Sumbu Y
Fx
Fy
28
Tumbukan pada pier diinputkan sebagai beban titik dengan perhitungan sebagai
berikut
Fx = 100 kN x sin 100
= 17365 kN
Fy = 100 kN x cos 100
= 98481 kN
9 Beban Gempa
Pada penelitian ini analisis gempa dinamis dilakukan menggunakan grafik
respon spektrum Dalam pembuatan respon spektrum terlebih dahulu dilakukan
klasifikasi site (jenis tanah) lokasi yang ditinjau berdasarkan hasil penyelidikan
tanah (bore log) Dari data bore log dapat dihitung nilai rata-rata hasil uji
penetrasi standar (SPT) menggunakan persamaan (5) dengan hasil yang tertera
pada tabel berikut ini
Tabel 9 Perhitungan Nilai
Lapisan Kedalaman NSPT Tebal
(TebalSPT)
0 000 0 000 0000
1 330 2 330 1650
2 524 2 194 0971
3 723 2 198 0992
4 924 2 202 1009
5 1130 2 206 1028
6 1323 2 193 0963
7 1530 5 207 0415
8 1730 6 200 0333
9 1930 4 200 0500
10 2130 9 200 0222
11 2330 19 200 0105
12 2507 50 177 0035
13 2626 50 118 0024
14 2725 50 099 0020
15 2822 50 097 0019
16 2921 50 099 0020
17 3006 50 086 0017
3006 8324 3612
Diperoleh = 3612 dimana Σ Tebal Σ SPTfrasl yang menunjukkan bahwa jenis
tanah wilayah Tanjung Priok termasuk kelas situs E yaitu jenis tanah lunak
(Tabel 4) Selanjutnya dihitung nilai akselerasi respons spektra puncak untuk
periode pendek dan periode 1 detik dan desain akselerasi respon spektra
29
Gambar 25 (a) Peta Percepatan Puncak (PGA) wilayah Jakarta
(b) Peta Respon Spektra 02 detik (Ss) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
(c) Peta Respon Spektra 1 detik (S1) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
PGA (Peak Ground Acceleration) merupakan percepatan maksimum yang
menunjukkan intensitas daripada pergerakan lapisan tanah Berdasarkan Gambar 8
dapat diketahui bahwa wilayah yang ditinjau (Tanjung Priok Jakarta Utara)
memiliki nilai PGA 03 ndash 04 g Pendekatan angka menggunakan skala batas atas
dari nilai yang diketahui sehingga diambil nilai 04 g Wilayah Jakarta terdapat
pada zona dengan nilai respon spektra 02 detik probabilitas terlampaui 2 dalam
50 tahun (Ss) = 07 g dan nilai respon spektra 1 detik probabilitas terlampaui 2
dalam 50 tahun (S1 ) = 03 g Kemudian dengan interpolasi nilai Ss dan S1
menggunakan Tabel 5 amp 6 untuk tanah kelas E diperoleh nilai Fa dan Fv berturut-
turut sebesar 13 dan 28
Akselerasi respons spektra puncak periode pendek (SMS) dapat dihitung
dengan persamaan (6) sehingga SMS = 13 x 07 = 091 Akselerasi respons
spektra puncak periode 1 detik (SM1) dapat dihitung dengan persamaan (7)
sehingga SM1 = 28 x 03 = 084 Selanjutnya desain parameter akselerasi respon
spektra periode pendek dapat dihitung dengan persamaan (8) sehingga SDS =
091 = 07963 dan nilai desain parameter respon spektra periode 1 detik dapat
dihitung dengan persamaan (9) sehingga SD1 =
084 = 07350 Faktor
diperoleh dari konversi penggunaan peta gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
karena struktur yang ditinjau merupakan jembatan khusus dengan umur rencana
100 tahun Nilai Sa dihitung menggunakan persamaan 10-13 yang hasilnya
disajikan pada Tabel 10 Nilai T dan Sa diplot membentuk grafik respon spektrum
untuk analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
CSI Bridge
30
Tabel 10 Akselerasi Spektrum Gempa Wilayah Jakarta
T (det) Sa T (det) Sa
00000 03185 2 03675
01846 07963 21 03500
09231 07963 22 03341
1 07350 23 03196
11 06682 24 03063
12 06125 25 02940
13 05654 26 02827
14 05250 27 02722
15 04900 28 02625
16 04594 29 02534
17 04324 3 02450
18 04083 31 02371
19 03868 32 02297
Gambar 26 Grafik Respon Spektrum Wilayah
Jakarta Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010
Hasil Gaya Dalam (Internal Force)
a) Berat Sendiri
Kontrol perhitungan manual
Diketahui
Ag satu girder = 11915 m2
frsquoc girder = 40 MPa
wc girder = 25 kNm3
Tebal slab = 25 cm
frsquoc slab = 30 MPa
wc slab = 24 kNm3
Perhitungan
q slab = tebal slab x spasi antar girder x wc slab
= 025 m x 3567 m x 24 kNm3
= 21402 kNm
q girder = Ag girder x wc girder
= 11915 m2 x 25 kNm
3
= 29788 kNm
M girder = 1
8 q L2
= 1
8 29788 kN mfrasl 35
2 m
= 456129 kN-m
M slab = 1
8 q L2
= 1
8 21402 kN mfrasl 35
2 m
= 327718 kN-m
M girder + M slab = 456129 + 327718 = 783847 kN-m
31
Perhitungan momen secara manual dibandingkan dengan hasil yang ditampilkan
pada program CSI Bridge
Gambar 27 Hasil Momen Akibat Berat Sendiri pada Jembatan
Jembatan kiri terdapat 4 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 4 = 3135388 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min+M max = 28019386 kN-m + 7949228 kN-m
= 28814308 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
Jembatan kanan terdapat 5 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 5 = 3919235 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min + M max = 3494893 kN-m + 9915171 kN-m
= 35940447 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
b) Ultimate Limit States (ULS)
Kombinasi pembebanan yang menghasilkan gaya dalam maksimum
sepanjang jembatan adalah kombinasi ULS-5I (Tabel 7)
Gambar 28 Hasil Gaya Dalam Akibat Kombinasi Pembebanan ULS 5-I
32
c) Kontrol Lendutan
Lendutan maksimum yang diizinkan adalah L
800 =
35750 mm
800 = 4469 mm
sedangkan lendutan yang terjadi pada fly over dari program CSI Bridge
adalah 213 mm sehingga struktur dikatakan aman
Perhitungan Tendon
Dalam perhitungan tendon dan tulangan digunakan momen maksimal yang
terjadi pada penampang yang ditinjau
Tendon pada girder
Data Tendon
D tendon = 05 inchi = 127 mm = 00127 m
Ast = 987 mm2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Girder
Ag (Ax) = 11915 m2
Iz = 04204 m4
yt = 097 m
yb = 088 m
eb = 058 m
-Menghitung gaya prategang P
M berat sendiri = 801826 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 188156 kN-m
M beban hidup = 510983 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 1500965 kN-m
P2=
MybIz
-σb
1
Ax
ebybIz
P2=
150096 x 088
04204 3000
1
11915
058 x 088
04204 = 1384018 kN
Gambar 29 Deformasi yang Terjadi pada Struktur Akibat Beban Hidup
33
P1= Ast x x f u
= 00000987 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl = 110149 kN
Jumlah tendon yang diperlukan= P2
P1= 1384018 kN
110149 kN=125 tendon
Jumlah tendon eksisting = 110 tendon
Jumlah tendon hasil perhitungan yang melebihi tendon eksisting dapat disebabkan
karena perbedaan penggunaan jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo Perhitungan yang
dilakukan menggunakan semua kemungkinan kombinasi baik dalam arah
longitudinal maupun transversal jembatan (sub bab input pembebanan) Selain itu
dapat juga dikarenakan perbedaan dalam pemodelan panjang girder yang
menyebabkan terjadinya kelebihan momen
Tendon pada pier head
Data Tendon
D tendon = 06 inchi = 1524 mm = 0015 m
Ast = 1387 mm2 = 00001387 m
2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Pier Head
Ag (Ax) = 128765 m2
Iz = 6967 m4
yt = 139 m
yb = 123 m
et pada momen maksimal = 04396 m
et pada penampang kritis = 0702 m
-Menghitung P menggunakan Momen Pada Penampang Kritis (Mcr)
M berat sendiri = 41612388 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 7073499kN-m
M beban hidup = 14947156 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 63633043 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
63633043 x 139
3000
1
12875
0702 x 139
6967 = 40860556 kN
P1= Ast x x f u
= 00001387 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl =154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=
40860556 kN
154789 kN= 264 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
34
Berdasarkan jumlah tendon eksisting yang melebihi tendon yang diperlukan
dapat diasumsikan bahwa pier head tersebut tidak didesain menggunakan momen
pada penampang kritis (Mcr) Pada saat dibebani retak terjadi pada perubahan
geometri atau pada penampang kritis sehingga pada umumnya desain cukup
menggunakan Mcr yang nilainya lebih kecil daripada momen maksimal
-Menghitung P menggunakan Momen Maksimal (Mmax)
M berat sendiri = 57265256 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 8941951kN-m
M beban hidup = 20374506 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 86581713 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
865817123 x 139
6967 3000
1
12875
x 139
6967 = 86320521 kN
P1= 154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=86320521 kN
154789 kN= 558 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
Dengan menggunakan momen maksimum yang terjadi pada pier head hasil
perhitungan jumlah tendon yang diperlukan mendekati jumlah tendon eksisting
sehingga dapat diasumsikan struktur tersebut didesain menggunakan momen
maksimum Penggunaan momen maksimum yang terjadi menyebabkan
penambahan jumlah tendon dalam desain
Jumlah tendon eksisting Jumlah tendon yang diperlukan OK
Perhitungan Tulangan
Slab
-Tulangan Lentur Positif
Momen di lapangan Mu pada slab = 10333 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d = ndash drsquo= 250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
10333
08=12916 kN-m
Faktor tahanan momen = Mnx10
6
bd2 =
12916 x106
1000 x 2102= 2929
35
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2929
085 x 30 = 00079
ρmin
= 25 x 14
fy= 25 x
14
390= 0000897
Digunakan = 00079 sehingga
As= ρ b d = 00079 x 1000 mm x 210 mm = 167983 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 167983 mm2
= 1687 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
-Tulangan Lentur Negatif
Momen di tumpuan Mu pada slab = 9504 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d ndash drsquo=250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
9504
08=1188 kN-m
Faktor tahanan momen Rn=Mnx10
6
bd2 =
1188 x106
1000 x 2102= 2694
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2694
085 x 30 = 00073
ρmin
= 25 x 14
fy=25 x
14
390= 0000897
Digunakan ρ = 00073 sehingga
As= ρ b d = 00073 x 1000 mm x 210 mm =153652 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
36
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 153652 mm2
= 18443 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
- Tulangan Geser
Gaya geser Vu pada slab = 35306 kN
Kuat geser nominal yang disumbangkan oleh slab
c=
(
radicf
rsquoc
6
)
bwd =(radic30
6) 1000 x 210 = 19170289 kN
Vc = 06 x = 11502174 kN
u c tidak dibutuhkan tulangan geser
Girder
-Tulangan Lentur
Mu = 24895989 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 13 mm dengan jumlah 8 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 8 =
1
4 314 13
2 x 8 = 106132 mm2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan
(16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fcrsquo
d
dp ω- ωrsquo ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
10857 mm2
fps = 1860 (1 04
077 [00091
1860
40 2050
1800 (00414 00335 ])
= 18599 MPa
Menghitung lebar efektif Be
Diketahui tebal slab ho = 25 cm
Lebar efektif diambil nilai terkecil dari L
4 =
3575 m
4= 894 m
Jarak antar girder s = 3567 m
12 = 12 x 025 = 3 m Diambil Be = 3 m
Eslab = 2574296 MPa
Egirder = 2972541 MPa
n = Eslab
Egirder
= 2574296 MPa
2972541 MPa= 087
Sehingga Be = n x 3 m = 087 x 3 m = 261 m = 2610 mm
37
h = h girder + h slab = 250 + 1850 = 2100 mm
tebal selimut beton drsquo = 50 mm
d = h ndash drsquo
= 2100 mm ndash 50 mm = 2050 mm
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
Aps fps As fy = 085 fcrsquoab
10857 mm2
x 18599 MPa+106132 mm2 x 390 MPa = 085 x 40 MPa x a x
2610 mm
a = 23223 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16)
dengan nilai = 08 adalah sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d-a
2) As fy (d-
a
2)+
= 08 x 10857 mm2 x 18599 MPa (2050 mm-
23223 mm
2) +
106132 mm2
x 390 MPa (2050 mm-23223 mm
2)
= 31242337 kN-m + 640371 kN-m
= 31882709 kN-m
Mn = 31882709 kN-m gt Mu = 24720615 kN-m (OK memenuhi syarat)
Cara yang telah dijabarkan diatas merupakan cara mendesain kekuatan
lentur balok prategang dengan pendekatan trial and error diameter tulangan dan
jumlah tulangan dalam Nawy (2001) Dengan menggunakan pendekatan tersebut
terlebih dahulu dilakukan pemeriksaan terhadap tulangan eksisting menggunakan
data sekunder Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa kapasitas momen
nominal yang disumbangkan oleh tendon Mn tendon lebih besar daripada
momen ultimit yang terjadi Mu akibat pembebanan sehingga momen cukup
ditahan oleh tendon (tidak dibutuhkan tulangan lentur) Tulangan eksisting yang
digunakan merupakan tulangan susut yang berfungsi mencegah terjadinya retak
pada beton
tulangan susut = 00018 x luas penampang girder Ag
= 00018 x 11915 m2
= 00021447 m
2
Digunakan D-13 sehingga = 21447 mm2
1
4 d
2=
21447 m2
1
4 13
2= 16 lt n eksisting = 40
Menurut SNI 03-2847-2002 tentang Tata Cara Perhitungan Struktur Beton
untuk Bangunan Gedung jumlah tulangan susut dan suhu harus dipasang dengan
jarak tidak lebih dari lima kali tebal plat atau 450 mm Jarak maksimum antara
tulangan susut eksisting = 330 mm (lt 450 mm) sehingga tulangan tersebut dari
segi jumlah dan jarak antar tulangan memenuhi syarat
-Tulangan Geser
Girder di tumpuan
Ag = 2682500 mm2
h = 1850 mm
d = h-drsquo= 1850 mm ndash 50 mm = 1800 mm
bw = 1000 mm
38
Gaya geser di tumpuan = 300256 kN dan gaya aksial = 420053 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 420053
14 x 2682500 mm2 ) (
radic40
6) 1000 mm x 1800 mm
= 2109587 kN
c = 06 x 2109587 kN = 1265752 kN u = n
= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit
yang terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (300256 kN ndash (06 x 2109587 kN))06 = 2894674 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av = 2894674 x 103
390 MPa x 1800 mm
mm
= 515433 mm2
Digunakan D-22 sehingga n= Av
1
4 D2
= mm2
1
4 22
2=136 2 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 7 OK
Girder di lapangan
Ag = 1191500 mm2
h = 1850 mm
tulangan utama dan tulangan geser = D 13
d = h - drsquo- 13 - 05 x 13 = 17805 mm
= 1850 ndash 50 ndash 13 ndash (05 x 13) = 17805 mm
bw = 600 mm
Gaya geser di lapangan =193044 kN dan gaya aksial = 274113 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 274113
14 x 1191500 mm2 ) (
radic40
6) 600 mm x 17805 mm
= 1311133 kN
c= 06 x 1311133 kN = 78668 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang
terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
39
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (193044 kN ndash (06 x 1311133 kN))06 = 1906273 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av= 1906273 kN x 10
3
390 MPa x 17805 mm
150 mm
= 411784 mm2
Digunakan D-13 sehingga n= Av
1
4 D2
= 411784 mm2
1
4 13
2= 3103 4 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 4 OK
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 5215433 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Girder dianggap sebagai penampang berongga dinding tipis sehingga besar
modulus puntir = 2 Ambw dimana adalah girder
Jt = 2 x 1191500 mm2 x 2610 mm
= 6219630000 mm3
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 6219630000 (03 radic )radic1 10 1034
= 190101E+11 N-mm = 19010103 kN-m
Tc = 06 x 19010103 kN-m = 11406062 kN-m
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa nilai lebih besar dari sehingga
beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan torsi)
Pier Head
-Tulangan Lentur
Mu = 93134113 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 19 mm dengan jumlah 32 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 25=
1
4 314 x19
2 x 32 = 906832 mm
2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan (16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
Aps = 79059 mm2
fps = 1860 (1 04
081 [00061
1860
35 2520
1670 (00131 00196 ])
588537 MPa
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
40
Aps fps As fy= 085 fc ab
79059 mm2 x 588537 MPa + 906832mm
2 x 390 MPa = 085 x 35 MPa x a x
4500 mm
a = 373974 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16) dengan nilai
= 08 dapat dijabarkan sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d -a
2) As fy (d -
a
2)+
= 08 x 79059 mm2 x 588537 MPa (2520 mm-
373974 mm
2) +
906832 mm2 x 390 MPa (2520 mm-
373974 mm
2)
= 86842499 kN-m + 66008303 kN-m
= 108290509 kN-m
Mn = 93443330 kN-m gt Mu = 93134113 kN-m (OK memenuhi syarat)
-Tulangan Geser
Ag = 12876500 mm2
h = 2620 mm
d = h - d = 2620 mm ndash 100 mm = 2520 mm
= 4500 mm
Gaya geser u di tumpuan = 2011783 kN dan gaya aksial = 241249 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicf c
6) bwd
= (1 241249 kN
14 x 12876500 mm2 ) (
radic35
6) 4500 mm x 2520 mm
= 1118154 kN
c = 06 x 1118154 kN = 6708924 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa tahanan geser yang disumbangkan
oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang terjadi
sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (2011783 kN ndash 6708924 kN)06 = 1676113 kN
s = Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan
Av= s
fy x d
s
Av= 1676113 kN x 10
3
390 MPa x 2520 mm
125 mm
= 2131808 mm2
Digunakan D-16 sehingga n= Av
1
4 D2
= 2131808 mm2
1
4 16
2=106 11 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 8-D16 dan 2-D25 OK
41
Selisih jumlah tulangan D-16 antara hasil perhitungan dengan eksisting sebanyak
3 tulangan telah ditutupi dengan penggunaan 2 tulangan D-25 pada eksisting
sehingga tulangan tersebut dikatakan memenuhi syarat
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 1617885 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Untuk penampang segiempat masif modulus puntir Jt= 04x2y
Jt = 04 x 45002 mm x 2620 mm
= 21222 x 106 Nmm = 21222 kN-m
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 21222 x 106 Nmm (03 radic35 MPa)radic1
10 x 1034 MPa
35
= 6485 x 1011
N-mm = 648487513 kN-m
Tc= 06 x 648487513 kN-m = 389092507 kN-m
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa nilai Tc lebih besar dari Tu
sehingga beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan
torsi)
Pemeriksaan Kolom
Struktur kolom tidak hanya menerima beban aksial vertikal tetapi juga
momen lentur sehingga analisis kolom diperhitungkan untuk menyangga beban
aksial desak dengan eksentrisitas tertentu (Nasution 2009) Pada penelitian ini
analisis kolom dilakukan menggunakan program PCA Col untuk memeriksa
kapasitas tulangan eksisting terhadap beban yang bekerja pada struktur Beban
aksial dan momen yang diinputkan diperoleh dari program CSI Bridge Analisis
kolom dilakukan pada pier segmen 1 dan pier segmen 2 yang masing-masing
memiliki dimensi dan susunan tulangan yang berbeda
Gambar 30 Pemodelan Pier
Pier Segmen 1
Pier
Segmen 2
42
Pier Segmen 1
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1 dimana
aksial (P) maksimum 4181749 kN yang menghasilkan M33 sebesar 920863 kN-m
dan M22 sebesar 796380 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu M33 maksimum
sebesar 1862805 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar 218102 kN- m dan aksial
(P) sebesar 4326789 kN
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1
Dari data yang telah diinputkan diperoleh diagram interaksi seperti pada
Gambar 30 Terlihat baik pada kombinasi 1 dan 2 beban masih berada di area
tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan bahwa kombinasi pembebanan
mampu ditahan oleh pier sehingga pier dikatakan aman terhadap beban yang
bekerja
Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1
43
Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2
Pier Segmen 2
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1
dimana aksial (P) maksimum 629513 kN yang menghasilkan M33 sebesar
38634 kN-m dan M22 sebesar 74265 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu
M33 maksimum sebesar 248387 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar
73617 kN-m dan aksial (P) sebesar 721377 kN
Berdasarkan data yang inputkan diperoleh diagram interaksi pier untuk pier
segmen 2 sebagai berikut
Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
ABSTRAK
YESY RATNA SARI Analisis Struktur P106-P107 (Sta7+38850 ~
Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A terhadap Beban
Gempa Dibimbing oleh ERIZAL dan MUHAMMAD FAUZAN
Mengingat Indonesia terletak pada zona tektonik yang sangat aktif ketahanan
struktur termasuk juga struktur jalan tol terhadap gempa menjadi sebuah hal yang
perlu diperhitungkan Tujuan dari penelitian ini adalah menganalisis struktur
P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok
seksi E2-A terhadap beban gempa dengan mengacu pada Peta Hazard Gempa
Indonesia 2010 menggunakan metode respon spektrum Hasil penelitian
menunjukkan bahwa kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head
dan pier aman terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor
gempa Jumlah kebutuhan tendon pada girder diperoleh sebanyak 125 tendon
( 987 mm2) dan pier head sebanyak 558 tendon ( 1387 mm
2) Pada
slab digunakan tulangan lentur D19-150 Tulangan geser girder digunakan D22-
1325 pada area tumpuan dan D13-150 pada area lapangan Pada pier head
digunakan tulangan lentur D32 dan tulangan geser D16 Hasil analisis pier
menggunakan program PCA Col menunjukkan kapasitas pier mampu menahan
kombinasi beban yang terjadi sehingga struktur pier aman terhadap beban gempa
Kata kunci infrastruktur jembatan tendon gempa momen
ABSTRACT
YESY RATNA SARI STRUCTURAL ANALYSIS OF P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) TANJUNG PRIOK ACCESS ROAD SECTION
E2-A UNDER EARTHQUAKE LOADS Supervised by ERIZAL and
MUHAMMAD FAUZAN
The resistance of building structure included high way should be considered
because Indonesia laid in a highly active tectonic zone The purpose of this
research is to analyze the structure of fly over P106-P107 (Sta 7 +38850 ~ Sta 7
+42425) at Tanjung Priok Access Road section E2-A under earthquake loads
based on Peta Hazard Gempa Indonesia 2010 using response spectrum method
Based on the result of this research is obtained that for slab girder pier head and
pier structure are safed under earthquake loads The amount of tendon needs for
the girder is 125 tendons ( 987 mm2) and for the pier head is 558 tendons
( 1387 mm2) For slab is used flexural reinforcement D19-150 The shear
reinforcement for girder is used D22-1325 at pedestal area and D13-150 at field
area For pier head is used flexural reinforcement D32 and shear reinforcement
D16 The result analysis of pier using software PCA Col showed that the pier
capacity is strong enough to endure loading combinations so the pier structure is
safed under earthquake loads
Keywords infrastructure bridge tendon earthquake moment
Skripsi
sebagai salah satu syarat untuk memperoleh gelar
Sarjana Teknik
pada
Departemen Teknik Sipil dan Lingkungan
ANALISIS STRUKTUR P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425)
JALAN BEBAS HAMBATAN TANJUNG PRIOK
SEKSI E2-A TERHADAP BEBAN GEMPA
YESY RATNA SARI
F44090005
DEPARTEMEN TEKNIK SIPIL DAN LINGKUNGAN
FAKULTAS TEKNOLOGI PERTANIAN
INSTITUT PERTANIAN BOGOR
2014
Judul Skripsi Analisis Struktur P106-P107 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425)
Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
terhadap Beban Gempa
Nama Yesy Ratna Sari
NIM F44090005
Disetujui oleh
Pembimbing I Pembimbing II
Dr Ir Erizal MAgr
Muhammad Fauzan ST MT
Diketahui oleh
Plh Ketua Departemen Teknik Sipil dan Lingkungan
Dr Yudi Chadirin STP MAgr
Tanggal Lulus
ludul Skripsi Analisis Struktur PI06-PI07 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425) lalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A terhadap Beban Gempa
Nama Yesy Ratna Sari NIM F44090005
Disetujui oleh
Pembimbing I Pembimbing II
Muhammad Fauzan ST MT
Diketahui oleh
STP MA
Tanggal Lulus 12 S ~E~ 204
PRAKATA
Puji syukur ke hadirat Tuhan Yang Maha Esa atas segala karunia-Nya
sehingga karya ilmiah ini berhasil diselesaikan Penelitian dengan judul Analisis
Struktur P106-P107 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A terhadap Beban Gempa ini telah dilaksanakan pada
bulan Februari hingga Juni 2013
Dengan telah selesainya penelitian dan tersusunnya skripsi ini penulis
menyampaikan terima kasih yang sebesar-besarnya kepada
1 Dr Ir Erizal MAgr sebagai dosen pembimbing pertama yang telah senantiasa
memberikan arahan dan bimbingan selama masa studi serta dalam
penyelesaian skripsi ini
2 Muhammad Fauzan ST MT sebagai dosen pembimbing kedua yang telah
banyak memberikan ilmu dalam bidang struktur jembatan serta memberikan
kesempatan dan pengalaman bekerja sebagai tim di MFA
3 Sutoyo STP MSI sebagai dosen penguji yang telah memberikan masukan
yang sangat bermanfaat
4 Staf laboratorium dan tata usaha Departemen Teknik Sipil dan Lingkungan
yang telah banyak membantu dalam bidang administrasi dan perkuliahan
5 Kedua orang tua beserta keluarga yang selalu mendukung dan memberikan
semangat kepada penulis
6 Teman-teman satu bimbingan dan satu tim Sisca Fahril Hafiz Qori Rafdi
dan Anti serta seluruh SIL 46 yang senantiasa menyemangati dan
menginspirasi satu sama lain
7 Teman-teman SIL 45 yang telah banyak memberi masukan serta teman-teman
SIL 47 atas kerja sama dan kebersamaannya
8 Pihak-pihak lain yang tidak dapat disebutkan satu persatu atas segala bantuan
dan dukungan yang telah diberikan
Semoga karya ilmiah ini dapat bermanfaat dan memberikan kontribusi
nyata terhadap perkembangan ilmu pengetahuan di bidang Teknik Sipil dan
Lingkungan
Bogor Februari 2014
Yesy Ratna Sari
DAFTAR ISI
DAFTAR TABEL i
DAFTAR GAMBAR i
DAFTAR LAMPIRAN ii
DAFTAR NOTASI ii
PENDAHULUAN 1
Latar Belakang Perumusan Masalah 2
Tujuan dan Manfaat Penelitian 2
Ruang Lingkup Penelitian 2
TINJAUAN PUSTAKA 3
Jembatan 3
Beton Prategang (Prestressed Concrete) 3
Standar Perencanaan Jembatan 5
Pembebanan Pada Jembatan 5
Desain dan Perhitungan Balok dan Kolom 12
Software CSI Bridge dan PCA Col 14
METODOLOGI 15
Waktu dan Tempat 15
Alat dan Bahan 15
Tahapan Penelitian 17
Pemodelan Struktur 18
HASIL DAN PEMBAHASAN 22
Model Struktur Jembatan 22
Input Pembebanan 23
Hasil Gaya Dalam (Internal Force) 30
Perhitungan Tendon 32
Perhitungan Tulangan 34
Pemeriksaan Kolom 41
SIMPULAN DAN SARAN 45
DAFTAR PUSTAKA 46
LAMPIRAN 47
DAFTAR TABEL
Tabel 1 Berat Jenis untuk Beban Mati (kNm3) 6 Tabel 2 Faktor Beban Akibat Beban Angin 8 Tabel 3 Koefisien Seret 8 Tabel 4 Penentuan Kelas Situs Tanah 9 Tabel 5 Nilai Koefisien Fa 10 Tabel 6 Nilai Koefisien Fv 10 Tabel 7 Kombinasi Pembebanan 23 Tabel 8 Kombinasi Beban ldquoDrdquo Arah Longitudinal Jembatan 26
Tabel 9 Perhitungan Nilai 28 Tabel 10 Akselerasi Spektrum Gempa Wilayah Jakarta 30
DAFTAR GAMBAR
Gambar 1 Data Episenter Gempa Utama di Indonesia dan Sekitarnya untuk
Magnituda M ge 5 yang Dikumpulkan dari Berbagai Sumber dalam
Rentang Waktu 1900-2009 1 Gambar 2 Contoh Struktur Sebuah Jembatan 3 Gambar 3 Konsep Perbedaan Beton Bertulang (Reinforced Concrete) dan
Beton Prategang (Prestressed Concrete) 4 Gambar 4 Desain Respon Spektrum 16 Gambar 5 Peta Respon Spektra Percepatan 02 Detik (SS) di Batuan Dasar
(SB) untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun 11 Gambar 6 Peta Respon Spektra Percepatan 10 Detik (S1) di Batuan Dasar
(SB) untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun 11 Gambar 7 Areal Aoh 13
Gambar 8 Denah Lokasi Proyek yang Ditinjau 15 Gambar 9 Diagram Alir Penelitian 17 Gambar 10 Layout Line Struktur Fly Over 18 Gambar 11 Input Material dan Penampang PCU Girder 19 Gambar 12 Penampang Superstruktur Jembatan 19 Gambar 13 Jenis Perletakan 20 Gambar 14 Input Kombinasi Pembebanan 20
Gambar 15 Input Respon Spektrum Wilayah Jakarta 21 Gambar 16 Akibat Kombinasi Pembebanan 21 Gambar 17 Pemodelan Struktur Fly Over 22
Gambar 18 Tampak Depan Struktur Fly Over 22
Gambar 19 Tampak Samping Struktur Fly Over 22
Gambar 20 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kiri 25 Gambar 21 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kanan 25
Gambar 22 Input Beban Truk ldquoTrdquo 26 Gambar 23 Input Pengaruh Temperatur 27 Gambar 24 Proyeksi Tumbukan pada Pier Terhadap Sumbu X dan Sumbu Y 27 Gambar 25 Peta Gempa untuk wilayah Jakarta 29 Gambar 26 Grafik Respon Spektrum Wilayah Jakarta Berdasarkan Peta Hazard
Gempa 2010 30 Gambar 27 Hasil Momen Akibat Berat Sendiri pada Jembatan 31
Gambar 28 Hasil Gaya Dalam Akibat Kombinasi Pembebanan ULS-5I 31
Gambar 29 Deformasi yang Terjadi pada Struktur Akibat Beban Hidup 32 Gambar 30 Pemodelan Pier 41
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1 42 Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1 42 Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2 43 Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2 43 Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1 44 Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2 44
DAFTAR LAMPIRAN
Lampiran 1 Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau Lampiran 2 Grafik Bore Log
Lampiran 3 Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier Lampiran 4 Layout Tendon U Girder Tipe F Lampiran 5 Layout Tendon Pier Head
Lampiran 6 Tulangan Deck Slab U Girder
Lampiran 7 Tulangan Girder Tipe F
Lampiran 8 Tulangan Pier Head
Lampiran 9 Tulangan Pier
DAFTAR NOTASI
a = tinggi blok tegangan tekan persegi ekivalen beton dalam analisis
kekuatan batas penampang beton bertulang akibat lentur
A = luas penampang m2
Ag = luas brutto penampang mm2
Aps = luas tulangan prategang dalam daerah tarik mm2
As = luas tulangan tarik non-prategang mm2
Av = luas tulangan geser dalam daerah sejarak s atau luas tulangan geser yang
tegak lurus terhadap tulangan lentur tarik dalam suatu daerah sejarak s
pada komponen struktur lentur tinggi mm2
b = lebar dari muka tekan komponen struktur mm
bw = lebar badan balok atau diameter dari penampang bulat mm
d = jarak dari serat tekan terluar ke pusat tulangan tarik mm
drsquo = tebal selimut beton mm
e = eksentrisitas (mm)
Ec = modulus elastisitas beton MPa
Es = modulus elastisitas tulangan MPa
f crsquo = kuat tekan beton yang disyaratkan pada umur 28 hari MPa
fpu = kuat tarik baja prategang MPa
fpe = tegangan tekan dalam beton akibat gaya prategang efektif saja (setelah
memperhitungkan semua kehilangan prategang) pada serat terluar dari
penampang dimana tegangan tarik terjadi akibat beban luar MPa
fs = tegangan dalam tulangan yang dihitung pada beban kerja
MPa
fy = tegangan leleh yang disyaratkan dari tulangan non-prategang
h = tinggi total komponen struktur mm
I = momen inersia penampang (mm4)
Jt = modulus puntir yang besarnya bisa diambil sebesar 04x2y
untuk penampang segiempat masif atau sebesar 04Σx2y untuk
penampang masif berbentuk T L atau I atau sebesar 2Ambw untuk
penampang berongga dinding tipis di mana Am adalah luas yang
dibatasi garis median dinding dari lubang tunggal (mm2)
L = panjang bentang jembatan m
Mcr = momen yang menyebabkan terjadinya retak lentur pada penampang
akibat beban luar
Mn = kekuatan momen nominal penampang Nmm
Mu = momen terfaktor akibat kombinasi pengaruh gaya luar yang terbesar
pada penampang Nmm
Nn = kekuatan aksial tekan penampang N
Nu = beban aksial terfaktor akibat kombinasi pengaruh gaya luar yang
terbesar yang tegak lurus pada penampang diambil positif untuk tekan
negatif untuk tarik dan memperhitungkan pengaruh dari tarik akibat
rangkak dan susut
Rn = besaran ketahanan atau kekuatan nominal dari penampang komponen
struktur
s = spasi dari tulangan geser atau puntir dalam arah paralel dengan tulangan
longitudinal mm
Tc = kuat puntir nominal yang disumbangkan oleh beton
Tn = kuat puntir nominal dari penampang komponen struktur
Ts = kuat puntir nominal yang disumbangkan oleh tulangan puntir
Tu = momen puntir terfaktor akibat kombinasi pengaruh gaya luar yang
terbesar pada penampang
Vc = kuat geser nominal yang disumbangkan oleh beton
Vn = kuat geser nominal dari penampang komponen struktur
Vs = kuat geser nominal yang disumbangkan oleh tulangan geser
Vu = gaya geser terfaktor akibat kombinasi pengaruh gaya luar yang terbesar
pada penampang
wc = berat jenis beton (kNm3)
W = berat komponen (kN)
x = dimensi terpendek bagian segiempat dari suatu penampang
y = dimensi terpanjang bagian segiempat dari suatu penampang
y = jarak tendon terhadap dimensi terluar dari beton
β1 = faktor tinggi blok tegangan tekan persegi ekivalen beban
ρ = rasio tulangan tarik non-prategang
ρrsquo = rasio tulangan tekan non-prategang
ρmin = rasio tulangan minimum terhadap luas penampang beton
ρb = rasio tulangan yang memberikan kondisi regangan yang seimbang
wc = berat jenis beton (kNm3)
= faktor reduksi kekuatan
σ = tegangan tendon prategang (MPa)
ω = indeks tulangan tarik non-prategang yang adalah = ρfyfcrsquo
ωrsquo = indeks tulangan tekan yang adalah = ρrsquofyfcrsquo
p = faktor yang memperhitungkan jenis tendon prategang
1
PENDAHULUAN
Dewasa ini peningkatan aktivitas perekonomian secara tidak langsung
semakin menuntut dibutuhkannya jaringan transportasi yang baik guna
memperlancar arus barang dan jasa Pesatnya perkembangan ilmu pengetahuan
dan teknologi juga telah menjadi salah satu faktor pendorong kemajuan di bidang
infrastruktur Dalam jaringan transportasi fungsi jalan dan jembatan sebagai
penghubung sebuah sistem memegang peranan yang sangat penting
Pembangunan Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok merupakan salah satu
contoh pentingnya jaringan jalan dalam sebuah sistem transportasi Struktur jalan
tol yang dibangun memerlukan perencanaan yang matang dari berbagai aspek
agar dapat memenuhi kebutuhan lalu lintas Sebuah jalan tol direncanakan
berdasarkan kebutuhan volume kendaraan yang melintas faktor daya dukung
tanah serta koneksi antar ruas jalan tol lainnya
Perencanaan struktur bangunan saat ini secara umum telah memasukkan
faktor gempa untuk menciptakan suatu struktur yang aman dan terhindar dari
kerusakan-kerusakan fatal akibat gempa Mengingat Indonesia terletak pada zona
tektonik yang sangat aktif ketahanan struktur bangunan terhadap gempa menjadi
sebuah hal yang perlu diperhitungkan Seperti halnya Jepang dan California
Indonesia termasuk dalam wilayah yang sangat rawan bencana gempa bumi Hal
ini dikarenakan tiga lempeng besar dunia dan sembilan lempeng kecil lainnya
saling bertemu di wilayah Indonesia serta membentuk jalur-jalur pertemuan
lempeng yang kompleks Keberadaan interaksi antar lempeng-lempeng tersebut
menempatkan Indonesia sebagai wilayah rawan gempa Dalam 6 tahun terakhir
diantaranya tercatat beberapa bencana gempa besar yang terjadi di wilayah Aceh
Nias Yogya dan Padang yang menyebabkan keruntuhan infrastruktur dan korban
jiwa
Gambar 1 Data Episenter Gempa Utama di Indonesia dan Sekitarnya untuk
Magnituda M ge 5 yang Dikumpulkan dari Berbagai Sumber dalam Rentang
Waktu 1900-2009
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
2
Latar Belakang
Suatu struktur yang dibangun perlu didesain sesuai dengan kriteria standar
perencanaan serta tahan terhadap beban gempa mengingat Indonesia terletak pada
zona tektonik yang aktif Perencanaan struktur tahan gempa sangat penting untuk
menciptakan struktur yang aman dan terhindar dari kerusakan-kerusakan fatal
akibat gempa
Perumusan Masalah
Berdasarkan kriteria standar perencanaan dan peta gempa terbaru perlu
dilakukan analisis terhadap struktur yang ditinjau dengan mengacu pada Peta
Hazard Gempa 2010 Pada penelitian ini dilakukan analisis struktur P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
Analisis dilakukan dengan membandingkan gaya dalam yang terjadi akibat
pembebanan terhadap kapasitas nominal dari struktur tersebut
Tujuan Penelitian
Tujuan dari penelitian ini adalah menganalisis struktur fly over P106-P107
(Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok seksi E2-A
terhadap beban gempa Hasil analisis yang berupa perhitungan jumlah tendon dan
tulangan kemudian dibandingkan dengan kondisi eksisting
Manfaat Penelitian
Manfaat dari penelitian ini adalah dapat mengaplikasikan ilmu pengetahuan
di bidang teknik sipil dan lingkungan
Ruang Lingkup Penelitian
Penelitian ini dilakukan dengan beberapa ruang lingkup sebagai berikut
1 Analisis dilakukan pada struktur P106-P107 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425)
Jenis pembebanan yang termasuk ke dalam analisis adalah berat sendiri
beban mati tambahan beban lalu lintas prategang suhu gaya rem tumbukan
beban angin dan beban gempa
2 Struktur fly over yang ditinjau adalah slab girder pier head dan pier
3 Analisis ketahanan gempa dilakukan dengan mengacu pada Peta Hazard
Gempa Indonesia 2010 menggunakan metode analisis gempa dinamis
4 Pemodelan struktur dan analisis gaya dalam dilakukan menggunakan program
CSI Bridge Versi 15
5 Analisis dilakukan dengan membandingkan jumlah tendon dan tulangan hasil
evaluasi dengan kondisi eksisting
3
TINJAUAN PUSTAKA
Jembatan
Jembatan merupakan salah satu infrastruktur yang berperan penting dalam
kehidupan manusia Jembatan juga menjadi elemen kunci dalam sebuah sistem
transportasi karena merupakan pengontrol kapasitas daripada sistem tersebut baik
dari segi berat maupun volume lalu lintas Berdasarkan bahan konstruksinya
jembatan dapat dibedakan menjadi beberapa macam antara lain jembatan kayu
jembatan beton bertulang jembatan beton prategang jembatan baja dan jembatan
komposit Penggunaan bahan penyusun jembatan tergantung daripada kebutuhan
desain konstruksi (Supriyadi dan Muntohar 2007)
Secara umum struktur suatu jembatan dapat dibagi menjadi 2 bagian yaitu
struktur atas dan struktur bawah Struktur atas (superstructure) merupakan bagian
yang menerima beban langsung yang meliputi berat sendiri beban mati beban
mati tambahan beban lalu-lintas dan beban lingkungan Struktur atas jembatan
umumnya meliputi slab lantai kendaraan girder balok diafragma dan tumpuan
(bearing) Struktur bawah (substructure) jembatan berfungsi memikul seluruh
beban struktur atas dan beban lain yang ditimbulkan oleh lingkungan untuk
disalurkan ke dalam tanah Struktur bawah terdiri dari kolom (pier) pile cap dan
pondasi (Barker and Pucket 2007)
Gambar 2 Contoh Struktur Sebuah Jembatan
Sumber httpenblogunikomacidbridge-structure694
Beton Prategang (Prestressed Concrete)
Beton memiliki kuat tekan yang tinggi namun lemah terhadap kuat tarik
Gaya tarik yang bekerja tersebut dapat menyebabkan retak (crack) dan patah
Beton polos (unreinforced concrete) hanya dapat digunakan pada kasus material
mengalami beban tekan atau pada kondisi tegangan tarik yang sangat rendah
sehingga beton perlu diperkuat dengan tulangan baja yang memiliki kuat tarik
tinggi Pada beton bertulang retak dan defleksi pada dasarnya tidak dapat kembali
apabila komponen struktur tersebut telah mencapai kondisi batas pada saat
mengalami beban kerja Karena rendahnya kapasitas tarik pada beton maka retak
lentur terjadi pada taraf pembebanan yang masih rendah Untuk mengurangi
4
atau mencegah berkembangnya retak tersebut gaya konsentris atau eksentris
diberikan dalam arah longitudinal elemen struktural Gaya ini mencegah
berkembangnya retak dengan cara mengeliminasi atau sangat mengurangi
tegangan tarik di bagian tumpuan dan daerah kritis pada kondisi beban kerja
sehingga dapat meningkatkan kapasitas lentur geser dan torsional penampang
tersebut Gaya longitudinal tersebut merupakan gaya prategang yaitu gaya tekan
yang memberikan prategangan pada penampang di sepanjang bentang suatu
elemen struktural sebelum bekerjanya beban mati dan beban hidup transversal
atau beban hidup horizontal transien (Nawy 2001)
Beton prategang adalah beton bertulang yang diberi tegangan dalam untuk
mengurangi tegangan tarik potensial dalam beton akibat beban kerja Pada beton
bertulang tulangan di dalam komponen struktur tidak memberikan gaya dari
dirinya pada komponen struktur tersebut suatu hal yang berlawanan dengan aksi
baja prategang Baja tendon yang dibutuhkan untuk menghasilkan gaya prategang
di dalam komponen struktur prategang secara aktif memberikan beban awal pada
komponen struktur sehingga memungkinkan terjadinya pemulihan retak dan
defleksi Apabila kuat tarik lentur beton terlampaui komponen struktur prategang
mulai beraksi seperti elemen beton bertulang (Nawy 2001)
Gambar 3 Konsep Perbedaan Beton Bertulang (Reinforced Concrete) dan Beton
Prategang (Prestressed Concrete)
Sumber httpptsindianetdesign_criteriahtml
Pada beton prategang tegangan permanen diberikan di komponen struktur
sebelum seluruh beban mati dan beban hidup bekerja agar tegangan tarik netto
yang ditimbulkan oleh beban-beban tersebut dapat dieliminasi atau sangat
dikurangi Komponen struktur prategang mempunyai tinggi lebih kecil
dibandingkan beton bertulang untuk kondisi bentang dan beban yang sama akibat
eliminasi tegangan tarik netto yang ditimbulkan oleh beban dengan adanya
struktur prategang (Nawy 2001)
Terdapat dua teknik prategang pada beton yaitu pre-tensioning dan post-
tensioning Teknik pre-tensioning adalah pemberian tegangan pada tendon
sebelum beton dicor Teknik ini pada prinsipnya digunakan untuk
5
konstruksi jembatan bentang pendek yang menggunakan balok jembatan standar
Teknik post-tensioning merupakan pemberian tegangan yang dilakukan setelah
beton dicor
Standar Perencanaan Jembatan
Terdapat dua pendekatan dalam perencanaan sebuah struktur jembatan yaitu
rencana tegangan kerja dan rencana keadaan batas (ultimit)
1 Rencana Tegangan Kerja
Pendekatan ini merupakan pendekatan elastis yang digunakan untuk
memperkirakan kekuatan atau stabilitas dengan membatasi tegangan dalam
struktur sampai tegangan izin Tegangan izin tersebut dibuat dengan membuat
beberapa toleransi untuk stabilitas tidak linear dan pengaruh bahan pada
kekuatan struktur terisolasi dengan membagi kekuatan ultimate dengan faktor
keamanan (SF)
Pendekatan menggunakan tegangan kerja memiliki kelemahan yaitu kurangnya
efisiensi dalam mencapai tingkat keamanan yang konsisten bila faktor keamanan
digunakan pada bahan saja
2 Rencana Keadaan Batas (Ultimate)
Pada rencana keadaan batas margin keamanan digunakan lebih merata
pada seluruh struktur melalui penggunaan faktor keamanan parsial Tidak seperti
cara tegangan kerja yang mana faktor keamanan digunakan hanya untuk bahan
dalam rencana keadaan batas faktor keamanan terbagi antara beban dan bahan
faktor reduksi kekuatan x kapasitas nominal ge faktor beban x beban nominal
Rencana keadaan batas lebih rasional dibandingkan pendekatan tegangan kerja
Perencanaan yang dihasilkan oleh penggunaan prinsip keadaan batas akan lebih
ekonomis dan akan menghasilkan jembatan dengan kemampuan kapasitas dan
kekuatan yang merata
Pembebanan Pada Jembatan
Jenis-jenis beban yang perlu diperhitungkan dalam merancang suatu jembatan
menurut RSNI T-02-2005 tentang Standar Pembebanan untuk Jembatan adalah
sebagai berikut
1 Beban Mati (Dead Load)
Berat sendiri dan beban mati tambahan termasuk ke dalam kategori beban mati
A Berat Sendiri
Berat sendiri struktur merupakan semua beban tetap yang berasal dari
berat bangunan dan elemen-elemen struktural lain yang dipikulnya Termasuk
dalam hal ini adalah berat bahan dan bagian jembatan yang merupakan
6
elemen struktural ditambah dengan elemen non struktural yang dianggap tetap
Perhitungan berat sendiri dapat dilakukan menggunakan rumus
(1)
Keterangan
berat komponen persatuan volume (kNm3)
bentang jembatan (m)
luas penampang (m2)
Nilai berat komponen persatuan volume atau berat isi untuk berbagai jenis bahan
telah tercantum pada RSNI T-02-2005
Tabel 1 Berat Jenis untuk Beban Mati (kNm3)
No Bahan BeratSatuan Isi (kNm3) KerapatanMasa (kgm
3)
1 Campuran aluminium 2627 2720
2 Lapisan permukaan beraspal 22 2240
3 Besi tuang 71 7200
4 Timbunan tanah dipadatkan 172 1760
5 Kerikil dipadatkan 188-227 1920-2320
6 Aspal beton 22 2240
7 Beton ringan 1225-196 1250-2000
8 Beton 220-250 2240-2560
9 Beton prategang 250-260 2560-2640
10 Beton bertulang 235-255 2400-2600
11 Timbal 111 11400
12 Lempung lepas 125 1280
13 Batu Pasangan 235 2400
14 Neoprin 113 1150
15 Pasir kering 157-172 1600-1760
16 Pasir basah 180-188 1840-1920
17 Lumpur lunak 172 1760
18 Baja 77 7850
19 Kayu (ringan) 78 800
20 Kayu (keras) 11 1120
21 Air murni 98 1000
22 Air garam 10 1025
23 Besi tempa 755 7680
7
B Beban Mati Tambahan (Superimposed Dead Load)
Beban mati tambahan adalah berat seluruh bahan yang membentuk suatu
beban pada jembatan yang merupakan elemen non struktural dan besarnya dapat
berubah selama umur jembatan Beban mati tambahan dapat berupa utilitas pada
saat pengerjaan jembatan berat pelapisan kembali permukaan jembatan parapet
trotoar lampu jembatan pipa air serta sarana lainnya yang dipikul langsung oleh
jembatan
2 Beban Hidup (Live Load)
Beban hidup terdiri dari semua beban bergerak yang bekerja pada deck
jembatan Beban hidup terdiri dari beban kendaraan kereta maupun beban
pejalan kaki Beban hidup dapat tersebar merata sepanjang deck seperti beban
padatnya lalu lintas dan beban kereta api yang panjang ataupun dapat berupa
beban terpusat seperti beban truk berat tunggal poros dan lokomotif Beban lalu
lintas untuk perencanaan jembatan terdiri atas beban lajur ldquoDrdquo dan beban truk ldquoTrdquo
A Beban Lajur ldquoDrdquo
Beban Lajur ldquoDrdquo bekerja pada seluruh lebar lajur kendaraan dan
menimbulkan pengaruh pada jembatan yang ekuivalen dengan rangkaian
kendaraan yang sebenarnya Jumlah total beban lajur ldquoDrdquo yang bekerja tergantung
pada lebar lajur kendaraan jembatan Beban lajur D terdiri dari beban terbagi rata
(BTR) yang digabung dengan beban garis (BGT)
Beban Terbagi Rata (BTR)
Beban terbagi rata mempunyai intensitas q (KPa) dimana besarnya q tergantung
pada panjang total yang dibebani L seperti berikut
L le 30 m q = 90 kPa (2)
L gt 30 m q = 90 ( 05 15
L ) kPa (3)
Dengan pengertian
q = intensitas beban terbagi rata (BTR) dalam arah memanjang jembatan
Beban Garis Terpusat (BGT)
Beban garis dengan intensitas p kNm harus ditempatkan tegak lurus terhadap
arah lalu lintas pada jembatan Besarnya intensitas p adalah 490 kNm
B Beban Truk ldquoTrdquo
Pembebanan truk ldquoTrdquo merupakan kendaraan berat dengan jumlah 3 as Berat
dari masing-masing as disebarkan menjadi 2 beban merata sama besar yang
merupakan bidang kontak antara roda dengan permukaan lantai yang dimaksud
agar mewakili pengaruh roda kendaraan berat Terlepas dari panjang jembatan
atau susunan bentang hanya ada satu kendaraan truk ldquoTrdquo yang bisa ditempatkan
pada satu lajur lalu lintas rencana Kendaraan truk ldquoTrdquo harus ditempatkan
ditengah-tengah lajur lalu lintas rencana
8
3 Beban Angin
Tabel 2 Faktor Beban Akibat Beban Angin
Keadaan Batas
Lokasi
sampai 5 km dari pantai
(mdetik)
gt 5 km dari pantai
(mdetik)
Daya Layan 30 25
Ultimit 35 30
Faktor beban tersebut tidak berlaku untuk jembatan besar atau penting
seperti yang ditentukan oleh instansi yang berwenang Jembatan-jembatan
demikian harus diselidiki secara khusus akibat pengaruh beban angin termasuk
respons dinamis jembatan Gaya nominal ultimit dan daya layan jembatan akibat
pengaruh angin TEW tergantung kecepatan angin rencana seperti berikut
TE = 00006 Cw w 2Ab [kN] (4)
Keterangan
w kecepatan angin rencana (ms) untuk keadaan batas yang ditinjau
koefisien seret
luas koefisien bagian samping jembatan (m2)
Tabel 3 Koefisien Seret
Tipe Jembatan
Bangunan atas massif
bd = 10
bd = 20
bd ge 60
Bangunan atas rangka
21
15
125
12 Keterangan
b lebar keseluruhan jembatan dihitung dari sisi luar sandaran
d tinggi bangunan atas termasuk tinggi bagian sandaran yang masif
Harga antara dari bd bias diinterpolasi linier
Apabila bangunan atas mempunyai superelevasi harus dinaikkan sebesar 3
untuk setiap superelevasinya dengan kenaikan maksimum 25
4 Beban Gempa
Standar perencanaan ketahanan gempa untuk jembatan diatur dalam SNI
28332008 Standar tersebut membahas analisis dinamis dan digunakan untuk
merencanakan struktur jembatan tahan gempa sehingga kerusakan terjadi
setempat dan mudah diperbaiki struktur tidak runtuh dan dapat dimanfaatkan
kembali Analisis dinamis diperlukan sebagai verifikasi bila kinerja struktur
terhadap gempa tidak diwakili sepenuhnya oleh prosedur perhitungan statis dan
semi dinamis Cara spektral moda tunggal dan majemuk dengan atau tanpa
pengaruh interaksi tanah merupakan perhitungan semi-dinamis Analisis dinamis
dengan cara riwayat waktu sering menggunakan rekaman akselerasi gempa dari
luar sehingga perlu disesuaikan dengan akselerasi puncak (Peak Ground
Acceleration) untuk wilayah gempa yang ditinjau Pilihan prosedur analisis gempa
9
tergantung pada tipe jembatan besarnya koefisien akselerasi gempa dan tingkat
kecermatan
Perencanaan suatu struktur tahan gempa perlu mempertimbangkan faktor
percepatan puncak (PGA) respon spektra percepatan di batuan dasar untuk
perioda pendek 02 detik (Ss) dan untuk perioda 10 detik (S1) Ketiga nilai
tersebut dapat diperoleh menggunakan peta Hazard gempa Indonesia 2010
Penentuan kelas situs tanah (klasifikasi site) merupakan tahapan awal dalam
perencanaan beban gempa dengan terlebih dahulu mencari nilai N
N = Σi=1 tim
Σi=1
tiNi
frasl
m (5)
Kelas situs tanah dapat ditentukan berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia
2010 menggunakan tabel berikut
Tabel 4 Penentuan Kelas Situs Tanah
Kelas Situs (mdetik) Su(kPa)
SA (Batuan Keras) gt 1500 NA NA
SB (Batuan) 750-1500 NA NA
SC (Tanah Keras) 350-750 gt 50 gt 100
SD (Tanah Sedang) 175-350 15-50 50-100
SE (Tanah Lunak) lt 175 lt 15 lt 50
Setiap profil tanah yang mengandung lebih dari 3m tanah dengan karakteristik
sebagai berikut
1 Indeks plastisitas PI gt 20
2 Kadar air w ge 40 dan
3 Kadar geser niralir Su lt 25 kPa
SF (Tanah Khusus) Setiap profil lapisan tanah yang memiliki salah satu atau
lebih dari karakteristik berikut
1 Rawan dan berpotensi gagal atau runtuh akibat beban gempa seperti mudah
likuifaksi lempung sangat sensitif tanah tersegmentasi rendah
2 Lempung sangat organik atau gambut (ketebalan H gt 3 m)
3 Lempung berplastisitas sangat tinggi (ketebalan H gt 75 m dengan PI gt 75)
4 Lapisan lempung lunakmedium kaku (ketebalan H gt 35 m dengan Su lt 50 kPa
Keterangan NA = tidak dapat dipakai
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
Selanjutnya akselerasi respons spektra puncak dapat dihitung dengan
persamaan
SMS = Fa Ss (6)
SM1 = Fv S1 (7)
Keterangan
SMS = akselerasi respons spektra puncak pada periode pendek
SM1 = akselerasi respons spektra puncak pada periode 1 detik
Ss = nilai spektra percepatan untuk periode pendek 02 detik di batuan dasar
S1 = nilai spektra percepatan untuk periode 10 detik di batuan dasar
Fa = koefisien periode pendek
Fv = koefisien periode 1 detik
Nilai koefisien dan dapat ditentukan menggunakan Tabel 4 dan 5 Nilai
Ss dan S1 diperoleh dari Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
10
Tabel 5 Nilai Koefisien Fa
Ss
Klasifikasi
Site SS le 025 SS = 05 SS = 075 SS = 10 SS ge 125
SA 08 08 08 08 08
SB 10 10 10 10 10
SC 12 12 11 10 10
SD 16 14 12 11 10
SE 25 17 12 09 09
SF SS
Tabel 6 Nilai Koefisien Fv
S1
Klasifikasi
Site S1 le 01 S1 = 02 S1 = 03 S1 = 04 S1 ge 05
SA 08 08 08 08 08
SB 10 10 10 10 10
SC 17 16 15 14 13
SD 24 20 18 16 15
SE 35 32 28 24 24
SF SS
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
Desain parameter akselerasi spektra dihitung menggunakan persamaan
SDS =
SMS (8)
SD1 =
SM1 (9)
Faktor
diperoleh dari hasil konversi dari gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
Pembuatan respon spektrum menggunakan persamaan berikut
Sa = SDS 04 06 T
To) untuk (10)
Sa = SDS untuk (11)
Sa = SD1
T untuk (12)
Sa = SD1TL
T2 untuk (13)
Nilai dan dihitung menggunakan persamaan
T0 = 02 SD1
SDS (14)
TS = SD1
SDS (15)
dimana TL = waktu transisi periode panjang
Sa = akselerasi spektra
SDS = desain parameter akselerasi respon spektra periode pendek
SD1 = desain parameter akselerasi respon spektra periode 1 detik
SMS = akselerasi respon spektra puncak periode pendek
SM1 = akselerasi respon spektra puncak periode 1 detik
Berdasarkan nilai Sa dan T dapat dibuat grafik respon spektrum seperti berikut
11
Gambar 4 Desain Respon Spektrum
Sumber ASCE 07-2010
Gambar 5 Peta Respon Spektra Percepatan 02 Detik (SS) di Batuan Dasar (SB)
untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun
Gambar 6 Peta Respon Spektra Percepatan 10 Detik (S1) di Batuan Dasar (SB)
untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
12
Desain dan Perhitungan Balok
Rumus-rumus yang digunakan pada analisis struktur balok mengacu pada RSNI
T-02-2005 dan RSNI T-12-2004
1 Tulangan lentur balok
Tegangan analitis batas baja prategang fps (untuk perhitungan kekuatan
batas nominal penampang beton prategang) harus diambil tidak melebihi fpy
Jika tidak tersedia perhitungan yang lebih tepat dan tegangan efektif pada
tendon fpe tidak kurang dari 05 fpu tegangan analitis batas baja prategang fps
dalam tendon yang terlekat penuh dapat diambil sebesar
fps= fpu (1- p
β1[ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) (16)
Jika pengaruh tulangan tekan diperhitungkan pada saat menghitung fps dengan
persamaan (16) maka nilai [ρp
fpu
fc
d
dp ω - ω ] harus diambil tidak kurang dari
017 dan nilai drsquo tidak lebih dari 015
Keterangan
p = faktor yang memperhitungkan jenis tendon prategang dengan nilai
055 untuk fpy
fpu ge 080
040 untuk fpy
fpu ge 085
028 untuk fpy
fpu ge 090
β1 = faktor tinggi blok tegangan tekan persegi ekuivalen beban dimana
β1 = 085 untuk fc le 30 MPa
β1 = 085 ndash 0008 (fc - 30) untuk fc ge 30 MPa (17)
Perencanaan momen lentur harus didasarkan pada
Mu le Mn (18)
Nilai Mn dihitung dengan persamaan
Mn = 08 Apsfps (d -a
2 ) As fy (d -
a
2 )+ (19)
Jarak antar tulangan dihitung menggunakan persamaan
Apsfps As fy = 085 fc ab (20)
2 Tulangan Geser Balok
Perencanaan tulangan geser harus didasarkan pada
u le n (21)
Dimana nilai adalah kuat geser nominal yang dihitung menggunakan
persamaan
n= c s (22)
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton pada struktur yang dibebani geser
dan lentur saja dapat dihitung menggunakan persamaan sebagai berikut
13
c= (radicf c
6) bwd (23)
Kuat geser yang disumbangkan oleh tulangan geser untuk tulangan geser yang
tegak lurus terhadap sumbu aksial komponen struktur dapat dihitung
menggunakan persamaan
s= Av fy d
s (24)
Kekuatan lentur dari balok beton bertulang sebagai komponen struktur jembatan
harus direncanakan dengan menggunakan cara ultimit atau cara Perencanaan
berdasarkan Beban dan Kekuatan Terfaktor (PBKT)
3 Kekuatan Puntir Balok
Kekuatan puntir balok harus didasarkan pada
Tu le Tn (25)
Dimana puntir nominal Tn bisa dihitung sebagai penjumlahan dari puntir nominal
yang disumbangkan oleh beton Tc dan puntir nominal yang disumbangkan oleh
tulangan Ts dengan rumus
Tn= Tc Ts (26)
Dimana
Tc= Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
(27)
Ts= fy (Asw
s) 2 Act cot t (28)
Persamaan tersebut digunakan dalam menghitung nilai kekuatan puntir nominal
tulangan dengan nilai t = 45o untuk beton non prategang dan t=375
o untuk
beton prategang
Untuk sengkang tertutup dapat dihitung Asw
sle 02
y1
fyf (29)
Tn=2AoAtfyv
scot (30)
Dengan dapat diambil sebesar 085
Gambar 7 Areal Aoh
14
Tulangan longitudinal tambahan yang diperlukan untuk menahan puntir dapat
dihitung menggunakan persamaan
Al= (At
s) ρ
h
fyv
fyt cot2 (31)
Desain dan Perhitungan Kolom
Pengaruh kelangsingan kolom dapat diabaikan untuk komponen struktur tekan tak
bergoyang apabila dipenuhi klu
r le 34- (12
M1
M2) (32)
Untuk komponen struktur tekan bergoyang pengaruh kelangsingan dapat
diabaikan apabila klu
r le 22 (33)
Beberapa persyaratan tulangan memanjang untuk kolom antara lain memiliki
luas tidak kurang dari 001 Ag dan tidak melebihi 008 Ag kecuali jika jumlah dan
penempatan tulangan mempersulit penempatan dan pemadatan beton pada
sambungan dan persilangan dari bagian-bagian komponen maka batas maksimal
rasio tulangan perlu dikurangi
Rasio tulangan spiral ρs tidak boleh kurang dari
ρs= 045 (
Ag
Ac-1)
f c
fy (34)
Software CSI Bridge
Computers and Structures Inc (CSI) Bridge merupakan salah satu software
yang dikembangkan oleh pihak CSI yang merupakan pelopor dalam
pengembangan software untuk analisis struktur dan gempa Tahap pemodelan
analisis dan desain dari struktur sebuah jembatan telah diintegrasikan dalam
software CSI Bridge untuk menciptakan perangkat komputer engineering yang
mendasar Dengan menggunakan CSI Bridge dapat didesain jembatan beton
maupan baja dengan cepat dan mudah Fitur parametric modeller memungkinkan
pengguna untuk membuat model jembatan sederhana hingga kompleks dan
membuat perubahan secara efisien dalam melakukan kontrol pada desain
(httpwwwcsiamericacomcsibridge)
Software PCA Col
PCAColumn (PCA Col) merupakan software yang dirancang untuk
mendesain dan memeriksa kapasitas penampang beton bertulang terhadap gaya
aksial dan momen lentur Bentuk penampang benton dapat berupa persegi empat
lingkaran hingga tidak beraturan dengan berbagai macam susunan dan pola
tulangan Selain itu efek kelangsingan kolom juga dapat diperhitungkan Dari
program tersebut dapat diperoleh diagram interaksi gaya aksial (P) dan momen
lentur (M) baik dalam sumbu uniaksial maupun biaksial dimana Mx dan My juga
dapat diplot terhadap sumbu biaksial dari kolom dan dinding geser yang tidak
beraturan (httppcacolumnsoftwareinformercom)
15
METODOLOGI
Waktu dan Tempat
Penelitian dilakukan pada bulan Februari ndash Juni 2013 yang diawali dengan
pengumpulan data Data penelitian diperoleh dari Satuan Kerja Pelaksanaan Jalan
Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A Struktur yang ditinjau adalah fly over
P106-P107 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425)
Gambar 8 Denah Lokasi Proyek yang Ditinjau
Proyek pembangunan jalan bebas hambatan Tanjung Priok merupakan
program strategis pemerintah dalam rangka meningkatkan kapasitas jaringan
transportasi kota Jakarta khususnya Jakarta Utara Proyek ini menjadi salah satu
upaya pengembangan Kawasan Strategis Nasional Tanjung Priok sebagai pusat
kegiatan ekspor-impor yang saat ini telah menempati peringkat ke-24 dunia untuk
arus peti kemas Jalan bebas hambatan yang dibangun berfungsi sebagai jalan
pintas untuk meningkatkan akses terhadap pelabuhan dan dalam jangka panjang
juga berfungsi sebagai penghubung ruas tol Jakarta Outer Ring Road (JORR)
dengan Jakarta Inter Urban Toll (JIUT)
Alat dan Bahan
Alat yang digunakan dalam penelitian ini adalah sebagai berikut
1 Komputer Intel CoreTM
Duo Processor T6600
2 Program CSI Bridge Versi 15 dan PCA Col
3 Program Microsoft Office Excel 2010
4 Program Autocad 2010
Bahan penelitian merupakan data sekunder berupa shop drawing Proyek Jalan
Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A yaitu data struktur P106-P107
16
Penggunaan shop drawing dikarenakan belum tersedianya data as built drawing
Data-data yang diperoleh meliputi
1 Denah dan gambar detail struktur fly over P106-P107 yang meliputi layout
fly over dimensi struktur jembatan serta gambar detail tendon dan tulangan
Struktur yang ditinjau memiliki kriteria desain sebagai berikut
a) Slab
Kuat tekan beton ( ) = 30 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic30 MPa = 2574296 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
b) PCU Girder
Kuat tekan beton ( ) = 40 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic40 MPa = 2972541 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Kuat tarik putus ( = 1860 MPa
Kuat leleh baja prategang ( ) = 1670 MPa
c) Pier Head
Kuat tekan beton ( ) = 35 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic40 MPa = 2780557 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Kuat tarik putus ( = 1860 MPa
Kuat leleh baja prategang ( ) = 1670 MPa
d) Pier
Tipe = Y Pier
Kuat tekan beton ( ) = 30 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic30 MPa = 2574296 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Tinggi pier ( ) = 22 m
Lebar pier ( = 35 m
Tebal pier ( ) = 45 m
e) Data soil investigation Bore Log (Lampiran 2)
2 Standar dan peraturan perencanaan sebagai berikut
RSNI T-02-2005 ldquoPembebanan untuk Jembatanrdquo
SNI 2833 2008 ldquoStandar Perencanaan Ketahanan Gempa untuk Jembatanrdquo
RSNI T-12-2004 ldquoPerencanaan Struktur Beton untuk Jembatanrdquo
SNI 03-3847-2002 ldquoTata Cara Perhitungan Struktur Beton untuk Bangunan
Gedungrdquo
17
Tahapan Penelitian
Tahapan penelitian tersaji dalam diagram alir sebagai berikut
Keterangan
1 Data sekunder merupakan shop drawing kontraktor PT Obayashi-Jaya
Konstruksi JO yang digunakan dalam penelitian ini sebagai acuan dalam
pemodelan jembatan
2 Peraturan dan standar perencanaan terkait dengan penelitian ini adalah Standar
Nasional Indonesia Peraturan pembebanan jembatan terdapat dalam RSNI T-
02-2005 Perencanaan ketahanan gempa untuk jembatan terdapat dalam SNI
2833 2008 Perencanaan struktur beton untuk jembatan terdapat dalam RSNI
T-12-2004
Mulai
Pengumpulan Data Penelitian dan Bahan Rujukan
Program CSI Bridge
Pemodelan
Struktur
Input
Pembebanan
Input
Spektrum Gempa
Gaya Dalam
Desain
Ulang
Tulangan
Selesai
Aman
Mu le Mn
u le n
Tu le Tn
Tidak
Ya
Gambar 9 Diagram Alir Penelitian
18
3 Program CSI Bridge digunakan untuk mempermudah dalam menganalisis
gaya dalam (internal force) yang bekerja akibat pembebanan Setelah
dilakukan pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum dapat
diperoleh nilai gaya dalam ultimit Analisis gaya dalam dilakukan dengan
membandingkan gaya dalam ultimit yang terjadi akibat pembebanan dengan
kapasitas nominal struktur fly over yang ditinjau
Pemodelan Struktur
a) Layout fly over
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri
dari 2 ruas jembatan kiri dan kanan dimana panjang 1 bentang (span)
sebesar 3575 m dengan jumlah bentang yang dianalisis sebanyak 3 span
Pendefinisian layout fly over pada program CSI Bridge dapat
menggunakan bridge wizard di menu Home
Gambar 10 Layout Line Struktur Fly Over
b) Material konstruksi dan penampang
Beton dengan = 30 MPa untuk slab dan pier
Beton dengan = 35 MPa untuk pier head
Beton dengan = 40 MPa untuk PCU Girder
Baja tulangan U39 dengan = 390 MPa
Baja tendon dengan fpy=1670 MPa dan fpu= 1860 MPa
19
Input material dilakukan pada menu Home-Bridge Wizard-Materials seperti pada
Gambar 12 berikut Sedangkan pemodelan penampang dilakukan pada menu
Components-Properties-Frame Properties-New-Frame Section Property Type
concrete-Precast U
Gambar 11 Input Material dan Penampang PCU Girder
Pendefinisian jumlah girder jarak antar girder dan tebal slab dilakukan pada
menu Components-Superstructure Deck Sections-New-Precast U Girder
Gambar 12 Penampang Superstruktur Jembatan
20
c) Jenis perletakan adalah tipe sendi-rol yang didefinisikan pada menu Home-
Bridge Wizards-Bearings
Gambar 13 Jenis Perletakan
d) Input pembebanan
Kombinasi pembebanan mengacu pada RSNI T-02-2005 Input
kombinasi pembebanan dilakukan pada menu DesignRating ndash Load
Combination ndash Add New Load Combination ndash Masukkan Load Case Name ndash
Load Case Type ndash Scale Factor ndash OK Contoh kombinasi pembebanan yang
telah diinputkan pada CSI Bridge terlihat pada gambar berikut
Gambar 14 Input Kombinasi Pembebanan
e) Input Respon Spektrum
Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 dibuat respon spektrum untuk
analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
21
CSI Bridge Respon spektrum diinputkan pada menu Loads ndash Functions ndash Respon
Spectrum ndash Add New Function ndash Pilih User ndash Masukkan Damping Ratio 005 ndash
Masukkan nilai Period dan Acceleration (Diperoleh dari hasil perhitungan
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010) ndash OK Pembuatan respon spektrum
gempa secara lebih rinci dijelaskan pada bab pembahasan
Gambar 15 Input Respon Spektrum Wilayah Jakarta
f) Hasil Gaya Dalam
Setelah pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum
struktur dapat dianalisis pada menu Analysis ndash Run Analysis ndash Pilih Load Case
yang ingin dianalisis ndash Run Analysis Hasil gaya dalam dapat ditampilkan pada
menu Home ndash Display ndash Show Bridge Superstructure Forces
Gambar 16 Contoh Momen Akibat Kombinasi Pembebanan
22
HASIL DAN PEMBAHASAN
Model Struktur Jembatan
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri dari 2
ruas jembatan kiri dan kanan dengan panjang total 10725 m Struktur terdiri dari
3 span dimana panjang satu span 3575 m Superstruktur jembatan ruas kiri terdiri
dari 4 girder dan ruas kanan terdiri dari 5 girder dengan tipe PCU dan memiliki
superelevasi sebesar 2 Struktur fly over tersebut ditopang oleh dua kolom cast
in site tipe Y-Pier dengan tinggi 22 m
Gambar 17 Pemodelan Struktur Fly Over
Gambar 19 Tampak Samping Struktur Fly Over
145 m 18 m
L total = 10725 m
Gambar 18 Tampak Depan Struktur Fly Over
23
Input Pembebanan
Pembebanan yang diinputkan pada program CSI Bridge mengacu pada
RSNI T-02-2005 (Tabel 40) mengenai Peraturan Pembebanan untuk Jembatan
dengan ragam kombinasi pada kondisi ultimit (Ultimate Limit States) sebagai
berikut
Tabel 7 Kombinasi Pembebanan
Nama
Kombinasi
Aksi
Permanen Aksi Transien Aksi Khusus
MS MA PS TD TT TB ET EW TTC
EQ-
X
EQ-
Y
ULS-1A 13 2 1 198 198 132
ULS-1B 13 2 1 198 198 132
ULS-1C 13 2 1 198 198 132
ULS-1D 13 2 1 198 198 132
ULS-4A 13 2 1 132 132
ULS-5A 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5B 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5C 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5D 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5E 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5F 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5G 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5H 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5I 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5J 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5K 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5L 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-5M 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5N 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5O 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5P 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-6A 13 2 1 198 198 1
ULS-6B 13 2 1 198 198 1
Keterangan
MS = Berat Sendiri
MA = Beban Mati Tambahan
PS = Pengaruh Prategang
TD = Beban Lajur ldquoDrdquo
TT = Beban Truk ldquoTrdquo
TB = Gaya Rem
ET = Beban Temperatur
EW = Beban Angin
TTC = Beban Tumbukan
EQ-X = Beban gempa dalam arah X
EQ-Y = Beban gempa dalam arah Y
24
Besarnya nilai beban-beban yang terjadi dapat dijabarkan dalam contoh
perhitungan sebagai berikut
1 Berat sendiri
PCU-Girder dan Slab
wc girder = 25 kNm3
wc slab = wc pier = 24 kNm3
Luas (A) girder = A satu girder x jumlah girder = 11915 m2 x 9 = 107235 m
2
A slab = tebal slab x lebar total jembatan = 025 m x (18 m+145 m) = 8125 m2
Berat girder = A girder x panjang total jembatan x wc girder
= 107235 m2 x 10725 m x 25 kNm
3
= 2875238 kN
Berat slab = A slab x panjang total jembatan x wc slab
= 10723 m2 x 10725 m x 24 kNm
3
= 2091375 kN
Pier
A pier segmen 1 = 2 m x 45 m = 9 m2
A pier segmen 2 = 20565 m2
Panjang pier segmen 1 = 7088 m
Panjang pier segmen 2 = 17147 m
Berat pier segmen 1 = A pier x panjang pier x wc pier
= 9 m2 x 7088 m x 24 kNm
3 = 153103 kN
Berat pier segmen 2 = A pier x panjang pier x wc pier
= 20565 m2 x 17147 m x 24 kNm
3
= 8463073 kN
Berat pier = 153103 kN + 8463073 kN = 9994103 kN
Total berat sendiri = Berat girder + slab + pier
= 2875238 kN + 2091375 kN + 9994103 kN
= 5966023 kN
2 Beban Mati Tambahan
Aspal
wc aspal = 22 kNm3
Tebal aspal = 75 cm
Perhitungan beban mati tambahan dengan menggunakan persamaan (1)
dapat dijabarkan sebagai berikut
Berat aspal = wcLA
= 22 kNm3 x 10725 m x (325 m x 0075 m)
= 5751281 kN
Parapet
wc parapet = 24 kNm3
A parapet = 0526 m2
Berat parapet = wcLA
= 24 kNm3 x 10725 m x 0526 m
2
= 1353924 kN
Total beban mati tambahan = berat aspal + parapet
= 5751281 kN + 1353924 kN
= 7105205 kN
25
3 Beban Lajur D
Beban Terbagi Rata (BTR)
Terdiri dari 7 kombinasi arah longitudinal dengan jumlah lajur
jembatan ruas kiri = 4 lajur dan jembatan ruas kanan = 5 lajur
Total kombinasi arah longitudinal
Jembatan Kiri = 7 x 4 = 28 kombinasi
Jembatan Kanan = 7 x 5 = 35 kombinasi
Terdiri dari 3 kombinasi dalam arah transversal dengan jarak dan
intensitas beban sebagai berikut
Jembatan Kiri
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 28 x 3
= 84 kombinasi
Jembatan Kanan
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 35 x 3
= 105 kombinasi
Nilai q dihitung menggunakan persamaan (3) untuk panjang 1 bentang gt 30 m
dimana panjang 1 span fly over = 3575 m
Contoh perhitungan nilai q sebagai berikut
q = 90 (05 15
3575 ) = 828 kPa
Gambar 20 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kiri
Gambar 21 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kanan
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
100 50
Keterangan
Keterangan
100 50
11 m 2 m 1 m 11 m 1 m 2 m 11 m
1375 m 275 m 1375 m 1375 m 1375 m 275 m 1375 m
26
Tabel 8 Kombinasi Beban ldquoDrdquo Arah Longitudinal Jembatan
Nama Span yang Dibebani Total Panjang
q (kNm2)
Kombinasi Span
1
Span
2
Span
3 Dibebani (m)
1 3575 828
2 3575 828
3 3575 828
4 715 639
5 715 639
6
7
715
10725
639
576
BTR diinputkan dalam bentuk beban garis sehingga nilai q (kNm2) dikalikan
lebar lajur yang dibebani (m)
Beban Garis Terpusat (BGT)
BGT diinputkan dalam bentuk beban titik pada program CSI Bridge sehingga nilai
intensitas p dikalikan dengan lebar lajur yang dibebani (m)
Beban garis = intensitas p x lebar lajur
= 49 kNm x 35 m
= 1715 kN
Dalam input BGT pada program digunakan faktor beban dinamis
senilai 14
4 Beban Truk ldquoTrdquo
Kendaraan truk yang digunakan adalah truk dengan berat 50 ton
Gambar 22 Input Beban Truk ldquoTrdquo
5 Gaya Rem
Gaya rem diinputkan sebagai beban titik dengan nilai sebagai berikut
Jembatan Kiri
Gaya rem per pier = nilai q terbesar x lebar lajur x panjang 1 span
jembatan x 5
27
= 9 kN
m2 x 145 m x 3575 m x 5
2 = 11663 kN
Jembatan Kanan
Gaya rem per pier = 9 kN
m2 x 18 m x 3575 m x 5
2 = 14479 kN
6 Pengaruh Temperatur
Gambar 23 Input Pengaruh Temperatur
7 Beban Angin
Diketahui
Cw = 125 (Tabel 3)
Vw = 35 ms (Tabel 2)
Ab = 198413 m2
Dengan menggunakan persamaan (4)
TE = 00006 Cw w 2Ab
= 00006 x 125 x 352 x 198413
= 18229 kN
TEW per pier = 18229 kN
4= 45573 kN
8 Tumbukan
100 kN
1
00
F
x
10o
Gambar 24 Proyeksi Tumbukan pada Pier Terhadap Sumbu X dan Sumbu Y
Fx
Fy
28
Tumbukan pada pier diinputkan sebagai beban titik dengan perhitungan sebagai
berikut
Fx = 100 kN x sin 100
= 17365 kN
Fy = 100 kN x cos 100
= 98481 kN
9 Beban Gempa
Pada penelitian ini analisis gempa dinamis dilakukan menggunakan grafik
respon spektrum Dalam pembuatan respon spektrum terlebih dahulu dilakukan
klasifikasi site (jenis tanah) lokasi yang ditinjau berdasarkan hasil penyelidikan
tanah (bore log) Dari data bore log dapat dihitung nilai rata-rata hasil uji
penetrasi standar (SPT) menggunakan persamaan (5) dengan hasil yang tertera
pada tabel berikut ini
Tabel 9 Perhitungan Nilai
Lapisan Kedalaman NSPT Tebal
(TebalSPT)
0 000 0 000 0000
1 330 2 330 1650
2 524 2 194 0971
3 723 2 198 0992
4 924 2 202 1009
5 1130 2 206 1028
6 1323 2 193 0963
7 1530 5 207 0415
8 1730 6 200 0333
9 1930 4 200 0500
10 2130 9 200 0222
11 2330 19 200 0105
12 2507 50 177 0035
13 2626 50 118 0024
14 2725 50 099 0020
15 2822 50 097 0019
16 2921 50 099 0020
17 3006 50 086 0017
3006 8324 3612
Diperoleh = 3612 dimana Σ Tebal Σ SPTfrasl yang menunjukkan bahwa jenis
tanah wilayah Tanjung Priok termasuk kelas situs E yaitu jenis tanah lunak
(Tabel 4) Selanjutnya dihitung nilai akselerasi respons spektra puncak untuk
periode pendek dan periode 1 detik dan desain akselerasi respon spektra
29
Gambar 25 (a) Peta Percepatan Puncak (PGA) wilayah Jakarta
(b) Peta Respon Spektra 02 detik (Ss) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
(c) Peta Respon Spektra 1 detik (S1) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
PGA (Peak Ground Acceleration) merupakan percepatan maksimum yang
menunjukkan intensitas daripada pergerakan lapisan tanah Berdasarkan Gambar 8
dapat diketahui bahwa wilayah yang ditinjau (Tanjung Priok Jakarta Utara)
memiliki nilai PGA 03 ndash 04 g Pendekatan angka menggunakan skala batas atas
dari nilai yang diketahui sehingga diambil nilai 04 g Wilayah Jakarta terdapat
pada zona dengan nilai respon spektra 02 detik probabilitas terlampaui 2 dalam
50 tahun (Ss) = 07 g dan nilai respon spektra 1 detik probabilitas terlampaui 2
dalam 50 tahun (S1 ) = 03 g Kemudian dengan interpolasi nilai Ss dan S1
menggunakan Tabel 5 amp 6 untuk tanah kelas E diperoleh nilai Fa dan Fv berturut-
turut sebesar 13 dan 28
Akselerasi respons spektra puncak periode pendek (SMS) dapat dihitung
dengan persamaan (6) sehingga SMS = 13 x 07 = 091 Akselerasi respons
spektra puncak periode 1 detik (SM1) dapat dihitung dengan persamaan (7)
sehingga SM1 = 28 x 03 = 084 Selanjutnya desain parameter akselerasi respon
spektra periode pendek dapat dihitung dengan persamaan (8) sehingga SDS =
091 = 07963 dan nilai desain parameter respon spektra periode 1 detik dapat
dihitung dengan persamaan (9) sehingga SD1 =
084 = 07350 Faktor
diperoleh dari konversi penggunaan peta gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
karena struktur yang ditinjau merupakan jembatan khusus dengan umur rencana
100 tahun Nilai Sa dihitung menggunakan persamaan 10-13 yang hasilnya
disajikan pada Tabel 10 Nilai T dan Sa diplot membentuk grafik respon spektrum
untuk analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
CSI Bridge
30
Tabel 10 Akselerasi Spektrum Gempa Wilayah Jakarta
T (det) Sa T (det) Sa
00000 03185 2 03675
01846 07963 21 03500
09231 07963 22 03341
1 07350 23 03196
11 06682 24 03063
12 06125 25 02940
13 05654 26 02827
14 05250 27 02722
15 04900 28 02625
16 04594 29 02534
17 04324 3 02450
18 04083 31 02371
19 03868 32 02297
Gambar 26 Grafik Respon Spektrum Wilayah
Jakarta Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010
Hasil Gaya Dalam (Internal Force)
a) Berat Sendiri
Kontrol perhitungan manual
Diketahui
Ag satu girder = 11915 m2
frsquoc girder = 40 MPa
wc girder = 25 kNm3
Tebal slab = 25 cm
frsquoc slab = 30 MPa
wc slab = 24 kNm3
Perhitungan
q slab = tebal slab x spasi antar girder x wc slab
= 025 m x 3567 m x 24 kNm3
= 21402 kNm
q girder = Ag girder x wc girder
= 11915 m2 x 25 kNm
3
= 29788 kNm
M girder = 1
8 q L2
= 1
8 29788 kN mfrasl 35
2 m
= 456129 kN-m
M slab = 1
8 q L2
= 1
8 21402 kN mfrasl 35
2 m
= 327718 kN-m
M girder + M slab = 456129 + 327718 = 783847 kN-m
31
Perhitungan momen secara manual dibandingkan dengan hasil yang ditampilkan
pada program CSI Bridge
Gambar 27 Hasil Momen Akibat Berat Sendiri pada Jembatan
Jembatan kiri terdapat 4 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 4 = 3135388 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min+M max = 28019386 kN-m + 7949228 kN-m
= 28814308 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
Jembatan kanan terdapat 5 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 5 = 3919235 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min + M max = 3494893 kN-m + 9915171 kN-m
= 35940447 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
b) Ultimate Limit States (ULS)
Kombinasi pembebanan yang menghasilkan gaya dalam maksimum
sepanjang jembatan adalah kombinasi ULS-5I (Tabel 7)
Gambar 28 Hasil Gaya Dalam Akibat Kombinasi Pembebanan ULS 5-I
32
c) Kontrol Lendutan
Lendutan maksimum yang diizinkan adalah L
800 =
35750 mm
800 = 4469 mm
sedangkan lendutan yang terjadi pada fly over dari program CSI Bridge
adalah 213 mm sehingga struktur dikatakan aman
Perhitungan Tendon
Dalam perhitungan tendon dan tulangan digunakan momen maksimal yang
terjadi pada penampang yang ditinjau
Tendon pada girder
Data Tendon
D tendon = 05 inchi = 127 mm = 00127 m
Ast = 987 mm2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Girder
Ag (Ax) = 11915 m2
Iz = 04204 m4
yt = 097 m
yb = 088 m
eb = 058 m
-Menghitung gaya prategang P
M berat sendiri = 801826 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 188156 kN-m
M beban hidup = 510983 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 1500965 kN-m
P2=
MybIz
-σb
1
Ax
ebybIz
P2=
150096 x 088
04204 3000
1
11915
058 x 088
04204 = 1384018 kN
Gambar 29 Deformasi yang Terjadi pada Struktur Akibat Beban Hidup
33
P1= Ast x x f u
= 00000987 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl = 110149 kN
Jumlah tendon yang diperlukan= P2
P1= 1384018 kN
110149 kN=125 tendon
Jumlah tendon eksisting = 110 tendon
Jumlah tendon hasil perhitungan yang melebihi tendon eksisting dapat disebabkan
karena perbedaan penggunaan jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo Perhitungan yang
dilakukan menggunakan semua kemungkinan kombinasi baik dalam arah
longitudinal maupun transversal jembatan (sub bab input pembebanan) Selain itu
dapat juga dikarenakan perbedaan dalam pemodelan panjang girder yang
menyebabkan terjadinya kelebihan momen
Tendon pada pier head
Data Tendon
D tendon = 06 inchi = 1524 mm = 0015 m
Ast = 1387 mm2 = 00001387 m
2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Pier Head
Ag (Ax) = 128765 m2
Iz = 6967 m4
yt = 139 m
yb = 123 m
et pada momen maksimal = 04396 m
et pada penampang kritis = 0702 m
-Menghitung P menggunakan Momen Pada Penampang Kritis (Mcr)
M berat sendiri = 41612388 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 7073499kN-m
M beban hidup = 14947156 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 63633043 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
63633043 x 139
3000
1
12875
0702 x 139
6967 = 40860556 kN
P1= Ast x x f u
= 00001387 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl =154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=
40860556 kN
154789 kN= 264 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
34
Berdasarkan jumlah tendon eksisting yang melebihi tendon yang diperlukan
dapat diasumsikan bahwa pier head tersebut tidak didesain menggunakan momen
pada penampang kritis (Mcr) Pada saat dibebani retak terjadi pada perubahan
geometri atau pada penampang kritis sehingga pada umumnya desain cukup
menggunakan Mcr yang nilainya lebih kecil daripada momen maksimal
-Menghitung P menggunakan Momen Maksimal (Mmax)
M berat sendiri = 57265256 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 8941951kN-m
M beban hidup = 20374506 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 86581713 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
865817123 x 139
6967 3000
1
12875
x 139
6967 = 86320521 kN
P1= 154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=86320521 kN
154789 kN= 558 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
Dengan menggunakan momen maksimum yang terjadi pada pier head hasil
perhitungan jumlah tendon yang diperlukan mendekati jumlah tendon eksisting
sehingga dapat diasumsikan struktur tersebut didesain menggunakan momen
maksimum Penggunaan momen maksimum yang terjadi menyebabkan
penambahan jumlah tendon dalam desain
Jumlah tendon eksisting Jumlah tendon yang diperlukan OK
Perhitungan Tulangan
Slab
-Tulangan Lentur Positif
Momen di lapangan Mu pada slab = 10333 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d = ndash drsquo= 250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
10333
08=12916 kN-m
Faktor tahanan momen = Mnx10
6
bd2 =
12916 x106
1000 x 2102= 2929
35
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2929
085 x 30 = 00079
ρmin
= 25 x 14
fy= 25 x
14
390= 0000897
Digunakan = 00079 sehingga
As= ρ b d = 00079 x 1000 mm x 210 mm = 167983 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 167983 mm2
= 1687 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
-Tulangan Lentur Negatif
Momen di tumpuan Mu pada slab = 9504 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d ndash drsquo=250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
9504
08=1188 kN-m
Faktor tahanan momen Rn=Mnx10
6
bd2 =
1188 x106
1000 x 2102= 2694
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2694
085 x 30 = 00073
ρmin
= 25 x 14
fy=25 x
14
390= 0000897
Digunakan ρ = 00073 sehingga
As= ρ b d = 00073 x 1000 mm x 210 mm =153652 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
36
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 153652 mm2
= 18443 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
- Tulangan Geser
Gaya geser Vu pada slab = 35306 kN
Kuat geser nominal yang disumbangkan oleh slab
c=
(
radicf
rsquoc
6
)
bwd =(radic30
6) 1000 x 210 = 19170289 kN
Vc = 06 x = 11502174 kN
u c tidak dibutuhkan tulangan geser
Girder
-Tulangan Lentur
Mu = 24895989 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 13 mm dengan jumlah 8 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 8 =
1
4 314 13
2 x 8 = 106132 mm2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan
(16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fcrsquo
d
dp ω- ωrsquo ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
10857 mm2
fps = 1860 (1 04
077 [00091
1860
40 2050
1800 (00414 00335 ])
= 18599 MPa
Menghitung lebar efektif Be
Diketahui tebal slab ho = 25 cm
Lebar efektif diambil nilai terkecil dari L
4 =
3575 m
4= 894 m
Jarak antar girder s = 3567 m
12 = 12 x 025 = 3 m Diambil Be = 3 m
Eslab = 2574296 MPa
Egirder = 2972541 MPa
n = Eslab
Egirder
= 2574296 MPa
2972541 MPa= 087
Sehingga Be = n x 3 m = 087 x 3 m = 261 m = 2610 mm
37
h = h girder + h slab = 250 + 1850 = 2100 mm
tebal selimut beton drsquo = 50 mm
d = h ndash drsquo
= 2100 mm ndash 50 mm = 2050 mm
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
Aps fps As fy = 085 fcrsquoab
10857 mm2
x 18599 MPa+106132 mm2 x 390 MPa = 085 x 40 MPa x a x
2610 mm
a = 23223 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16)
dengan nilai = 08 adalah sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d-a
2) As fy (d-
a
2)+
= 08 x 10857 mm2 x 18599 MPa (2050 mm-
23223 mm
2) +
106132 mm2
x 390 MPa (2050 mm-23223 mm
2)
= 31242337 kN-m + 640371 kN-m
= 31882709 kN-m
Mn = 31882709 kN-m gt Mu = 24720615 kN-m (OK memenuhi syarat)
Cara yang telah dijabarkan diatas merupakan cara mendesain kekuatan
lentur balok prategang dengan pendekatan trial and error diameter tulangan dan
jumlah tulangan dalam Nawy (2001) Dengan menggunakan pendekatan tersebut
terlebih dahulu dilakukan pemeriksaan terhadap tulangan eksisting menggunakan
data sekunder Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa kapasitas momen
nominal yang disumbangkan oleh tendon Mn tendon lebih besar daripada
momen ultimit yang terjadi Mu akibat pembebanan sehingga momen cukup
ditahan oleh tendon (tidak dibutuhkan tulangan lentur) Tulangan eksisting yang
digunakan merupakan tulangan susut yang berfungsi mencegah terjadinya retak
pada beton
tulangan susut = 00018 x luas penampang girder Ag
= 00018 x 11915 m2
= 00021447 m
2
Digunakan D-13 sehingga = 21447 mm2
1
4 d
2=
21447 m2
1
4 13
2= 16 lt n eksisting = 40
Menurut SNI 03-2847-2002 tentang Tata Cara Perhitungan Struktur Beton
untuk Bangunan Gedung jumlah tulangan susut dan suhu harus dipasang dengan
jarak tidak lebih dari lima kali tebal plat atau 450 mm Jarak maksimum antara
tulangan susut eksisting = 330 mm (lt 450 mm) sehingga tulangan tersebut dari
segi jumlah dan jarak antar tulangan memenuhi syarat
-Tulangan Geser
Girder di tumpuan
Ag = 2682500 mm2
h = 1850 mm
d = h-drsquo= 1850 mm ndash 50 mm = 1800 mm
bw = 1000 mm
38
Gaya geser di tumpuan = 300256 kN dan gaya aksial = 420053 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 420053
14 x 2682500 mm2 ) (
radic40
6) 1000 mm x 1800 mm
= 2109587 kN
c = 06 x 2109587 kN = 1265752 kN u = n
= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit
yang terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (300256 kN ndash (06 x 2109587 kN))06 = 2894674 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av = 2894674 x 103
390 MPa x 1800 mm
mm
= 515433 mm2
Digunakan D-22 sehingga n= Av
1
4 D2
= mm2
1
4 22
2=136 2 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 7 OK
Girder di lapangan
Ag = 1191500 mm2
h = 1850 mm
tulangan utama dan tulangan geser = D 13
d = h - drsquo- 13 - 05 x 13 = 17805 mm
= 1850 ndash 50 ndash 13 ndash (05 x 13) = 17805 mm
bw = 600 mm
Gaya geser di lapangan =193044 kN dan gaya aksial = 274113 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 274113
14 x 1191500 mm2 ) (
radic40
6) 600 mm x 17805 mm
= 1311133 kN
c= 06 x 1311133 kN = 78668 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang
terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
39
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (193044 kN ndash (06 x 1311133 kN))06 = 1906273 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av= 1906273 kN x 10
3
390 MPa x 17805 mm
150 mm
= 411784 mm2
Digunakan D-13 sehingga n= Av
1
4 D2
= 411784 mm2
1
4 13
2= 3103 4 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 4 OK
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 5215433 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Girder dianggap sebagai penampang berongga dinding tipis sehingga besar
modulus puntir = 2 Ambw dimana adalah girder
Jt = 2 x 1191500 mm2 x 2610 mm
= 6219630000 mm3
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 6219630000 (03 radic )radic1 10 1034
= 190101E+11 N-mm = 19010103 kN-m
Tc = 06 x 19010103 kN-m = 11406062 kN-m
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa nilai lebih besar dari sehingga
beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan torsi)
Pier Head
-Tulangan Lentur
Mu = 93134113 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 19 mm dengan jumlah 32 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 25=
1
4 314 x19
2 x 32 = 906832 mm
2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan (16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
Aps = 79059 mm2
fps = 1860 (1 04
081 [00061
1860
35 2520
1670 (00131 00196 ])
588537 MPa
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
40
Aps fps As fy= 085 fc ab
79059 mm2 x 588537 MPa + 906832mm
2 x 390 MPa = 085 x 35 MPa x a x
4500 mm
a = 373974 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16) dengan nilai
= 08 dapat dijabarkan sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d -a
2) As fy (d -
a
2)+
= 08 x 79059 mm2 x 588537 MPa (2520 mm-
373974 mm
2) +
906832 mm2 x 390 MPa (2520 mm-
373974 mm
2)
= 86842499 kN-m + 66008303 kN-m
= 108290509 kN-m
Mn = 93443330 kN-m gt Mu = 93134113 kN-m (OK memenuhi syarat)
-Tulangan Geser
Ag = 12876500 mm2
h = 2620 mm
d = h - d = 2620 mm ndash 100 mm = 2520 mm
= 4500 mm
Gaya geser u di tumpuan = 2011783 kN dan gaya aksial = 241249 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicf c
6) bwd
= (1 241249 kN
14 x 12876500 mm2 ) (
radic35
6) 4500 mm x 2520 mm
= 1118154 kN
c = 06 x 1118154 kN = 6708924 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa tahanan geser yang disumbangkan
oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang terjadi
sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (2011783 kN ndash 6708924 kN)06 = 1676113 kN
s = Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan
Av= s
fy x d
s
Av= 1676113 kN x 10
3
390 MPa x 2520 mm
125 mm
= 2131808 mm2
Digunakan D-16 sehingga n= Av
1
4 D2
= 2131808 mm2
1
4 16
2=106 11 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 8-D16 dan 2-D25 OK
41
Selisih jumlah tulangan D-16 antara hasil perhitungan dengan eksisting sebanyak
3 tulangan telah ditutupi dengan penggunaan 2 tulangan D-25 pada eksisting
sehingga tulangan tersebut dikatakan memenuhi syarat
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 1617885 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Untuk penampang segiempat masif modulus puntir Jt= 04x2y
Jt = 04 x 45002 mm x 2620 mm
= 21222 x 106 Nmm = 21222 kN-m
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 21222 x 106 Nmm (03 radic35 MPa)radic1
10 x 1034 MPa
35
= 6485 x 1011
N-mm = 648487513 kN-m
Tc= 06 x 648487513 kN-m = 389092507 kN-m
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa nilai Tc lebih besar dari Tu
sehingga beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan
torsi)
Pemeriksaan Kolom
Struktur kolom tidak hanya menerima beban aksial vertikal tetapi juga
momen lentur sehingga analisis kolom diperhitungkan untuk menyangga beban
aksial desak dengan eksentrisitas tertentu (Nasution 2009) Pada penelitian ini
analisis kolom dilakukan menggunakan program PCA Col untuk memeriksa
kapasitas tulangan eksisting terhadap beban yang bekerja pada struktur Beban
aksial dan momen yang diinputkan diperoleh dari program CSI Bridge Analisis
kolom dilakukan pada pier segmen 1 dan pier segmen 2 yang masing-masing
memiliki dimensi dan susunan tulangan yang berbeda
Gambar 30 Pemodelan Pier
Pier Segmen 1
Pier
Segmen 2
42
Pier Segmen 1
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1 dimana
aksial (P) maksimum 4181749 kN yang menghasilkan M33 sebesar 920863 kN-m
dan M22 sebesar 796380 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu M33 maksimum
sebesar 1862805 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar 218102 kN- m dan aksial
(P) sebesar 4326789 kN
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1
Dari data yang telah diinputkan diperoleh diagram interaksi seperti pada
Gambar 30 Terlihat baik pada kombinasi 1 dan 2 beban masih berada di area
tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan bahwa kombinasi pembebanan
mampu ditahan oleh pier sehingga pier dikatakan aman terhadap beban yang
bekerja
Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1
43
Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2
Pier Segmen 2
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1
dimana aksial (P) maksimum 629513 kN yang menghasilkan M33 sebesar
38634 kN-m dan M22 sebesar 74265 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu
M33 maksimum sebesar 248387 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar
73617 kN-m dan aksial (P) sebesar 721377 kN
Berdasarkan data yang inputkan diperoleh diagram interaksi pier untuk pier
segmen 2 sebagai berikut
Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
Skripsi
sebagai salah satu syarat untuk memperoleh gelar
Sarjana Teknik
pada
Departemen Teknik Sipil dan Lingkungan
ANALISIS STRUKTUR P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425)
JALAN BEBAS HAMBATAN TANJUNG PRIOK
SEKSI E2-A TERHADAP BEBAN GEMPA
YESY RATNA SARI
F44090005
DEPARTEMEN TEKNIK SIPIL DAN LINGKUNGAN
FAKULTAS TEKNOLOGI PERTANIAN
INSTITUT PERTANIAN BOGOR
2014
Judul Skripsi Analisis Struktur P106-P107 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425)
Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
terhadap Beban Gempa
Nama Yesy Ratna Sari
NIM F44090005
Disetujui oleh
Pembimbing I Pembimbing II
Dr Ir Erizal MAgr
Muhammad Fauzan ST MT
Diketahui oleh
Plh Ketua Departemen Teknik Sipil dan Lingkungan
Dr Yudi Chadirin STP MAgr
Tanggal Lulus
ludul Skripsi Analisis Struktur PI06-PI07 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425) lalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A terhadap Beban Gempa
Nama Yesy Ratna Sari NIM F44090005
Disetujui oleh
Pembimbing I Pembimbing II
Muhammad Fauzan ST MT
Diketahui oleh
STP MA
Tanggal Lulus 12 S ~E~ 204
PRAKATA
Puji syukur ke hadirat Tuhan Yang Maha Esa atas segala karunia-Nya
sehingga karya ilmiah ini berhasil diselesaikan Penelitian dengan judul Analisis
Struktur P106-P107 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A terhadap Beban Gempa ini telah dilaksanakan pada
bulan Februari hingga Juni 2013
Dengan telah selesainya penelitian dan tersusunnya skripsi ini penulis
menyampaikan terima kasih yang sebesar-besarnya kepada
1 Dr Ir Erizal MAgr sebagai dosen pembimbing pertama yang telah senantiasa
memberikan arahan dan bimbingan selama masa studi serta dalam
penyelesaian skripsi ini
2 Muhammad Fauzan ST MT sebagai dosen pembimbing kedua yang telah
banyak memberikan ilmu dalam bidang struktur jembatan serta memberikan
kesempatan dan pengalaman bekerja sebagai tim di MFA
3 Sutoyo STP MSI sebagai dosen penguji yang telah memberikan masukan
yang sangat bermanfaat
4 Staf laboratorium dan tata usaha Departemen Teknik Sipil dan Lingkungan
yang telah banyak membantu dalam bidang administrasi dan perkuliahan
5 Kedua orang tua beserta keluarga yang selalu mendukung dan memberikan
semangat kepada penulis
6 Teman-teman satu bimbingan dan satu tim Sisca Fahril Hafiz Qori Rafdi
dan Anti serta seluruh SIL 46 yang senantiasa menyemangati dan
menginspirasi satu sama lain
7 Teman-teman SIL 45 yang telah banyak memberi masukan serta teman-teman
SIL 47 atas kerja sama dan kebersamaannya
8 Pihak-pihak lain yang tidak dapat disebutkan satu persatu atas segala bantuan
dan dukungan yang telah diberikan
Semoga karya ilmiah ini dapat bermanfaat dan memberikan kontribusi
nyata terhadap perkembangan ilmu pengetahuan di bidang Teknik Sipil dan
Lingkungan
Bogor Februari 2014
Yesy Ratna Sari
DAFTAR ISI
DAFTAR TABEL i
DAFTAR GAMBAR i
DAFTAR LAMPIRAN ii
DAFTAR NOTASI ii
PENDAHULUAN 1
Latar Belakang Perumusan Masalah 2
Tujuan dan Manfaat Penelitian 2
Ruang Lingkup Penelitian 2
TINJAUAN PUSTAKA 3
Jembatan 3
Beton Prategang (Prestressed Concrete) 3
Standar Perencanaan Jembatan 5
Pembebanan Pada Jembatan 5
Desain dan Perhitungan Balok dan Kolom 12
Software CSI Bridge dan PCA Col 14
METODOLOGI 15
Waktu dan Tempat 15
Alat dan Bahan 15
Tahapan Penelitian 17
Pemodelan Struktur 18
HASIL DAN PEMBAHASAN 22
Model Struktur Jembatan 22
Input Pembebanan 23
Hasil Gaya Dalam (Internal Force) 30
Perhitungan Tendon 32
Perhitungan Tulangan 34
Pemeriksaan Kolom 41
SIMPULAN DAN SARAN 45
DAFTAR PUSTAKA 46
LAMPIRAN 47
DAFTAR TABEL
Tabel 1 Berat Jenis untuk Beban Mati (kNm3) 6 Tabel 2 Faktor Beban Akibat Beban Angin 8 Tabel 3 Koefisien Seret 8 Tabel 4 Penentuan Kelas Situs Tanah 9 Tabel 5 Nilai Koefisien Fa 10 Tabel 6 Nilai Koefisien Fv 10 Tabel 7 Kombinasi Pembebanan 23 Tabel 8 Kombinasi Beban ldquoDrdquo Arah Longitudinal Jembatan 26
Tabel 9 Perhitungan Nilai 28 Tabel 10 Akselerasi Spektrum Gempa Wilayah Jakarta 30
DAFTAR GAMBAR
Gambar 1 Data Episenter Gempa Utama di Indonesia dan Sekitarnya untuk
Magnituda M ge 5 yang Dikumpulkan dari Berbagai Sumber dalam
Rentang Waktu 1900-2009 1 Gambar 2 Contoh Struktur Sebuah Jembatan 3 Gambar 3 Konsep Perbedaan Beton Bertulang (Reinforced Concrete) dan
Beton Prategang (Prestressed Concrete) 4 Gambar 4 Desain Respon Spektrum 16 Gambar 5 Peta Respon Spektra Percepatan 02 Detik (SS) di Batuan Dasar
(SB) untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun 11 Gambar 6 Peta Respon Spektra Percepatan 10 Detik (S1) di Batuan Dasar
(SB) untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun 11 Gambar 7 Areal Aoh 13
Gambar 8 Denah Lokasi Proyek yang Ditinjau 15 Gambar 9 Diagram Alir Penelitian 17 Gambar 10 Layout Line Struktur Fly Over 18 Gambar 11 Input Material dan Penampang PCU Girder 19 Gambar 12 Penampang Superstruktur Jembatan 19 Gambar 13 Jenis Perletakan 20 Gambar 14 Input Kombinasi Pembebanan 20
Gambar 15 Input Respon Spektrum Wilayah Jakarta 21 Gambar 16 Akibat Kombinasi Pembebanan 21 Gambar 17 Pemodelan Struktur Fly Over 22
Gambar 18 Tampak Depan Struktur Fly Over 22
Gambar 19 Tampak Samping Struktur Fly Over 22
Gambar 20 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kiri 25 Gambar 21 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kanan 25
Gambar 22 Input Beban Truk ldquoTrdquo 26 Gambar 23 Input Pengaruh Temperatur 27 Gambar 24 Proyeksi Tumbukan pada Pier Terhadap Sumbu X dan Sumbu Y 27 Gambar 25 Peta Gempa untuk wilayah Jakarta 29 Gambar 26 Grafik Respon Spektrum Wilayah Jakarta Berdasarkan Peta Hazard
Gempa 2010 30 Gambar 27 Hasil Momen Akibat Berat Sendiri pada Jembatan 31
Gambar 28 Hasil Gaya Dalam Akibat Kombinasi Pembebanan ULS-5I 31
Gambar 29 Deformasi yang Terjadi pada Struktur Akibat Beban Hidup 32 Gambar 30 Pemodelan Pier 41
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1 42 Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1 42 Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2 43 Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2 43 Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1 44 Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2 44
DAFTAR LAMPIRAN
Lampiran 1 Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau Lampiran 2 Grafik Bore Log
Lampiran 3 Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier Lampiran 4 Layout Tendon U Girder Tipe F Lampiran 5 Layout Tendon Pier Head
Lampiran 6 Tulangan Deck Slab U Girder
Lampiran 7 Tulangan Girder Tipe F
Lampiran 8 Tulangan Pier Head
Lampiran 9 Tulangan Pier
DAFTAR NOTASI
a = tinggi blok tegangan tekan persegi ekivalen beton dalam analisis
kekuatan batas penampang beton bertulang akibat lentur
A = luas penampang m2
Ag = luas brutto penampang mm2
Aps = luas tulangan prategang dalam daerah tarik mm2
As = luas tulangan tarik non-prategang mm2
Av = luas tulangan geser dalam daerah sejarak s atau luas tulangan geser yang
tegak lurus terhadap tulangan lentur tarik dalam suatu daerah sejarak s
pada komponen struktur lentur tinggi mm2
b = lebar dari muka tekan komponen struktur mm
bw = lebar badan balok atau diameter dari penampang bulat mm
d = jarak dari serat tekan terluar ke pusat tulangan tarik mm
drsquo = tebal selimut beton mm
e = eksentrisitas (mm)
Ec = modulus elastisitas beton MPa
Es = modulus elastisitas tulangan MPa
f crsquo = kuat tekan beton yang disyaratkan pada umur 28 hari MPa
fpu = kuat tarik baja prategang MPa
fpe = tegangan tekan dalam beton akibat gaya prategang efektif saja (setelah
memperhitungkan semua kehilangan prategang) pada serat terluar dari
penampang dimana tegangan tarik terjadi akibat beban luar MPa
fs = tegangan dalam tulangan yang dihitung pada beban kerja
MPa
fy = tegangan leleh yang disyaratkan dari tulangan non-prategang
h = tinggi total komponen struktur mm
I = momen inersia penampang (mm4)
Jt = modulus puntir yang besarnya bisa diambil sebesar 04x2y
untuk penampang segiempat masif atau sebesar 04Σx2y untuk
penampang masif berbentuk T L atau I atau sebesar 2Ambw untuk
penampang berongga dinding tipis di mana Am adalah luas yang
dibatasi garis median dinding dari lubang tunggal (mm2)
L = panjang bentang jembatan m
Mcr = momen yang menyebabkan terjadinya retak lentur pada penampang
akibat beban luar
Mn = kekuatan momen nominal penampang Nmm
Mu = momen terfaktor akibat kombinasi pengaruh gaya luar yang terbesar
pada penampang Nmm
Nn = kekuatan aksial tekan penampang N
Nu = beban aksial terfaktor akibat kombinasi pengaruh gaya luar yang
terbesar yang tegak lurus pada penampang diambil positif untuk tekan
negatif untuk tarik dan memperhitungkan pengaruh dari tarik akibat
rangkak dan susut
Rn = besaran ketahanan atau kekuatan nominal dari penampang komponen
struktur
s = spasi dari tulangan geser atau puntir dalam arah paralel dengan tulangan
longitudinal mm
Tc = kuat puntir nominal yang disumbangkan oleh beton
Tn = kuat puntir nominal dari penampang komponen struktur
Ts = kuat puntir nominal yang disumbangkan oleh tulangan puntir
Tu = momen puntir terfaktor akibat kombinasi pengaruh gaya luar yang
terbesar pada penampang
Vc = kuat geser nominal yang disumbangkan oleh beton
Vn = kuat geser nominal dari penampang komponen struktur
Vs = kuat geser nominal yang disumbangkan oleh tulangan geser
Vu = gaya geser terfaktor akibat kombinasi pengaruh gaya luar yang terbesar
pada penampang
wc = berat jenis beton (kNm3)
W = berat komponen (kN)
x = dimensi terpendek bagian segiempat dari suatu penampang
y = dimensi terpanjang bagian segiempat dari suatu penampang
y = jarak tendon terhadap dimensi terluar dari beton
β1 = faktor tinggi blok tegangan tekan persegi ekivalen beban
ρ = rasio tulangan tarik non-prategang
ρrsquo = rasio tulangan tekan non-prategang
ρmin = rasio tulangan minimum terhadap luas penampang beton
ρb = rasio tulangan yang memberikan kondisi regangan yang seimbang
wc = berat jenis beton (kNm3)
= faktor reduksi kekuatan
σ = tegangan tendon prategang (MPa)
ω = indeks tulangan tarik non-prategang yang adalah = ρfyfcrsquo
ωrsquo = indeks tulangan tekan yang adalah = ρrsquofyfcrsquo
p = faktor yang memperhitungkan jenis tendon prategang
1
PENDAHULUAN
Dewasa ini peningkatan aktivitas perekonomian secara tidak langsung
semakin menuntut dibutuhkannya jaringan transportasi yang baik guna
memperlancar arus barang dan jasa Pesatnya perkembangan ilmu pengetahuan
dan teknologi juga telah menjadi salah satu faktor pendorong kemajuan di bidang
infrastruktur Dalam jaringan transportasi fungsi jalan dan jembatan sebagai
penghubung sebuah sistem memegang peranan yang sangat penting
Pembangunan Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok merupakan salah satu
contoh pentingnya jaringan jalan dalam sebuah sistem transportasi Struktur jalan
tol yang dibangun memerlukan perencanaan yang matang dari berbagai aspek
agar dapat memenuhi kebutuhan lalu lintas Sebuah jalan tol direncanakan
berdasarkan kebutuhan volume kendaraan yang melintas faktor daya dukung
tanah serta koneksi antar ruas jalan tol lainnya
Perencanaan struktur bangunan saat ini secara umum telah memasukkan
faktor gempa untuk menciptakan suatu struktur yang aman dan terhindar dari
kerusakan-kerusakan fatal akibat gempa Mengingat Indonesia terletak pada zona
tektonik yang sangat aktif ketahanan struktur bangunan terhadap gempa menjadi
sebuah hal yang perlu diperhitungkan Seperti halnya Jepang dan California
Indonesia termasuk dalam wilayah yang sangat rawan bencana gempa bumi Hal
ini dikarenakan tiga lempeng besar dunia dan sembilan lempeng kecil lainnya
saling bertemu di wilayah Indonesia serta membentuk jalur-jalur pertemuan
lempeng yang kompleks Keberadaan interaksi antar lempeng-lempeng tersebut
menempatkan Indonesia sebagai wilayah rawan gempa Dalam 6 tahun terakhir
diantaranya tercatat beberapa bencana gempa besar yang terjadi di wilayah Aceh
Nias Yogya dan Padang yang menyebabkan keruntuhan infrastruktur dan korban
jiwa
Gambar 1 Data Episenter Gempa Utama di Indonesia dan Sekitarnya untuk
Magnituda M ge 5 yang Dikumpulkan dari Berbagai Sumber dalam Rentang
Waktu 1900-2009
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
2
Latar Belakang
Suatu struktur yang dibangun perlu didesain sesuai dengan kriteria standar
perencanaan serta tahan terhadap beban gempa mengingat Indonesia terletak pada
zona tektonik yang aktif Perencanaan struktur tahan gempa sangat penting untuk
menciptakan struktur yang aman dan terhindar dari kerusakan-kerusakan fatal
akibat gempa
Perumusan Masalah
Berdasarkan kriteria standar perencanaan dan peta gempa terbaru perlu
dilakukan analisis terhadap struktur yang ditinjau dengan mengacu pada Peta
Hazard Gempa 2010 Pada penelitian ini dilakukan analisis struktur P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
Analisis dilakukan dengan membandingkan gaya dalam yang terjadi akibat
pembebanan terhadap kapasitas nominal dari struktur tersebut
Tujuan Penelitian
Tujuan dari penelitian ini adalah menganalisis struktur fly over P106-P107
(Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok seksi E2-A
terhadap beban gempa Hasil analisis yang berupa perhitungan jumlah tendon dan
tulangan kemudian dibandingkan dengan kondisi eksisting
Manfaat Penelitian
Manfaat dari penelitian ini adalah dapat mengaplikasikan ilmu pengetahuan
di bidang teknik sipil dan lingkungan
Ruang Lingkup Penelitian
Penelitian ini dilakukan dengan beberapa ruang lingkup sebagai berikut
1 Analisis dilakukan pada struktur P106-P107 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425)
Jenis pembebanan yang termasuk ke dalam analisis adalah berat sendiri
beban mati tambahan beban lalu lintas prategang suhu gaya rem tumbukan
beban angin dan beban gempa
2 Struktur fly over yang ditinjau adalah slab girder pier head dan pier
3 Analisis ketahanan gempa dilakukan dengan mengacu pada Peta Hazard
Gempa Indonesia 2010 menggunakan metode analisis gempa dinamis
4 Pemodelan struktur dan analisis gaya dalam dilakukan menggunakan program
CSI Bridge Versi 15
5 Analisis dilakukan dengan membandingkan jumlah tendon dan tulangan hasil
evaluasi dengan kondisi eksisting
3
TINJAUAN PUSTAKA
Jembatan
Jembatan merupakan salah satu infrastruktur yang berperan penting dalam
kehidupan manusia Jembatan juga menjadi elemen kunci dalam sebuah sistem
transportasi karena merupakan pengontrol kapasitas daripada sistem tersebut baik
dari segi berat maupun volume lalu lintas Berdasarkan bahan konstruksinya
jembatan dapat dibedakan menjadi beberapa macam antara lain jembatan kayu
jembatan beton bertulang jembatan beton prategang jembatan baja dan jembatan
komposit Penggunaan bahan penyusun jembatan tergantung daripada kebutuhan
desain konstruksi (Supriyadi dan Muntohar 2007)
Secara umum struktur suatu jembatan dapat dibagi menjadi 2 bagian yaitu
struktur atas dan struktur bawah Struktur atas (superstructure) merupakan bagian
yang menerima beban langsung yang meliputi berat sendiri beban mati beban
mati tambahan beban lalu-lintas dan beban lingkungan Struktur atas jembatan
umumnya meliputi slab lantai kendaraan girder balok diafragma dan tumpuan
(bearing) Struktur bawah (substructure) jembatan berfungsi memikul seluruh
beban struktur atas dan beban lain yang ditimbulkan oleh lingkungan untuk
disalurkan ke dalam tanah Struktur bawah terdiri dari kolom (pier) pile cap dan
pondasi (Barker and Pucket 2007)
Gambar 2 Contoh Struktur Sebuah Jembatan
Sumber httpenblogunikomacidbridge-structure694
Beton Prategang (Prestressed Concrete)
Beton memiliki kuat tekan yang tinggi namun lemah terhadap kuat tarik
Gaya tarik yang bekerja tersebut dapat menyebabkan retak (crack) dan patah
Beton polos (unreinforced concrete) hanya dapat digunakan pada kasus material
mengalami beban tekan atau pada kondisi tegangan tarik yang sangat rendah
sehingga beton perlu diperkuat dengan tulangan baja yang memiliki kuat tarik
tinggi Pada beton bertulang retak dan defleksi pada dasarnya tidak dapat kembali
apabila komponen struktur tersebut telah mencapai kondisi batas pada saat
mengalami beban kerja Karena rendahnya kapasitas tarik pada beton maka retak
lentur terjadi pada taraf pembebanan yang masih rendah Untuk mengurangi
4
atau mencegah berkembangnya retak tersebut gaya konsentris atau eksentris
diberikan dalam arah longitudinal elemen struktural Gaya ini mencegah
berkembangnya retak dengan cara mengeliminasi atau sangat mengurangi
tegangan tarik di bagian tumpuan dan daerah kritis pada kondisi beban kerja
sehingga dapat meningkatkan kapasitas lentur geser dan torsional penampang
tersebut Gaya longitudinal tersebut merupakan gaya prategang yaitu gaya tekan
yang memberikan prategangan pada penampang di sepanjang bentang suatu
elemen struktural sebelum bekerjanya beban mati dan beban hidup transversal
atau beban hidup horizontal transien (Nawy 2001)
Beton prategang adalah beton bertulang yang diberi tegangan dalam untuk
mengurangi tegangan tarik potensial dalam beton akibat beban kerja Pada beton
bertulang tulangan di dalam komponen struktur tidak memberikan gaya dari
dirinya pada komponen struktur tersebut suatu hal yang berlawanan dengan aksi
baja prategang Baja tendon yang dibutuhkan untuk menghasilkan gaya prategang
di dalam komponen struktur prategang secara aktif memberikan beban awal pada
komponen struktur sehingga memungkinkan terjadinya pemulihan retak dan
defleksi Apabila kuat tarik lentur beton terlampaui komponen struktur prategang
mulai beraksi seperti elemen beton bertulang (Nawy 2001)
Gambar 3 Konsep Perbedaan Beton Bertulang (Reinforced Concrete) dan Beton
Prategang (Prestressed Concrete)
Sumber httpptsindianetdesign_criteriahtml
Pada beton prategang tegangan permanen diberikan di komponen struktur
sebelum seluruh beban mati dan beban hidup bekerja agar tegangan tarik netto
yang ditimbulkan oleh beban-beban tersebut dapat dieliminasi atau sangat
dikurangi Komponen struktur prategang mempunyai tinggi lebih kecil
dibandingkan beton bertulang untuk kondisi bentang dan beban yang sama akibat
eliminasi tegangan tarik netto yang ditimbulkan oleh beban dengan adanya
struktur prategang (Nawy 2001)
Terdapat dua teknik prategang pada beton yaitu pre-tensioning dan post-
tensioning Teknik pre-tensioning adalah pemberian tegangan pada tendon
sebelum beton dicor Teknik ini pada prinsipnya digunakan untuk
5
konstruksi jembatan bentang pendek yang menggunakan balok jembatan standar
Teknik post-tensioning merupakan pemberian tegangan yang dilakukan setelah
beton dicor
Standar Perencanaan Jembatan
Terdapat dua pendekatan dalam perencanaan sebuah struktur jembatan yaitu
rencana tegangan kerja dan rencana keadaan batas (ultimit)
1 Rencana Tegangan Kerja
Pendekatan ini merupakan pendekatan elastis yang digunakan untuk
memperkirakan kekuatan atau stabilitas dengan membatasi tegangan dalam
struktur sampai tegangan izin Tegangan izin tersebut dibuat dengan membuat
beberapa toleransi untuk stabilitas tidak linear dan pengaruh bahan pada
kekuatan struktur terisolasi dengan membagi kekuatan ultimate dengan faktor
keamanan (SF)
Pendekatan menggunakan tegangan kerja memiliki kelemahan yaitu kurangnya
efisiensi dalam mencapai tingkat keamanan yang konsisten bila faktor keamanan
digunakan pada bahan saja
2 Rencana Keadaan Batas (Ultimate)
Pada rencana keadaan batas margin keamanan digunakan lebih merata
pada seluruh struktur melalui penggunaan faktor keamanan parsial Tidak seperti
cara tegangan kerja yang mana faktor keamanan digunakan hanya untuk bahan
dalam rencana keadaan batas faktor keamanan terbagi antara beban dan bahan
faktor reduksi kekuatan x kapasitas nominal ge faktor beban x beban nominal
Rencana keadaan batas lebih rasional dibandingkan pendekatan tegangan kerja
Perencanaan yang dihasilkan oleh penggunaan prinsip keadaan batas akan lebih
ekonomis dan akan menghasilkan jembatan dengan kemampuan kapasitas dan
kekuatan yang merata
Pembebanan Pada Jembatan
Jenis-jenis beban yang perlu diperhitungkan dalam merancang suatu jembatan
menurut RSNI T-02-2005 tentang Standar Pembebanan untuk Jembatan adalah
sebagai berikut
1 Beban Mati (Dead Load)
Berat sendiri dan beban mati tambahan termasuk ke dalam kategori beban mati
A Berat Sendiri
Berat sendiri struktur merupakan semua beban tetap yang berasal dari
berat bangunan dan elemen-elemen struktural lain yang dipikulnya Termasuk
dalam hal ini adalah berat bahan dan bagian jembatan yang merupakan
6
elemen struktural ditambah dengan elemen non struktural yang dianggap tetap
Perhitungan berat sendiri dapat dilakukan menggunakan rumus
(1)
Keterangan
berat komponen persatuan volume (kNm3)
bentang jembatan (m)
luas penampang (m2)
Nilai berat komponen persatuan volume atau berat isi untuk berbagai jenis bahan
telah tercantum pada RSNI T-02-2005
Tabel 1 Berat Jenis untuk Beban Mati (kNm3)
No Bahan BeratSatuan Isi (kNm3) KerapatanMasa (kgm
3)
1 Campuran aluminium 2627 2720
2 Lapisan permukaan beraspal 22 2240
3 Besi tuang 71 7200
4 Timbunan tanah dipadatkan 172 1760
5 Kerikil dipadatkan 188-227 1920-2320
6 Aspal beton 22 2240
7 Beton ringan 1225-196 1250-2000
8 Beton 220-250 2240-2560
9 Beton prategang 250-260 2560-2640
10 Beton bertulang 235-255 2400-2600
11 Timbal 111 11400
12 Lempung lepas 125 1280
13 Batu Pasangan 235 2400
14 Neoprin 113 1150
15 Pasir kering 157-172 1600-1760
16 Pasir basah 180-188 1840-1920
17 Lumpur lunak 172 1760
18 Baja 77 7850
19 Kayu (ringan) 78 800
20 Kayu (keras) 11 1120
21 Air murni 98 1000
22 Air garam 10 1025
23 Besi tempa 755 7680
7
B Beban Mati Tambahan (Superimposed Dead Load)
Beban mati tambahan adalah berat seluruh bahan yang membentuk suatu
beban pada jembatan yang merupakan elemen non struktural dan besarnya dapat
berubah selama umur jembatan Beban mati tambahan dapat berupa utilitas pada
saat pengerjaan jembatan berat pelapisan kembali permukaan jembatan parapet
trotoar lampu jembatan pipa air serta sarana lainnya yang dipikul langsung oleh
jembatan
2 Beban Hidup (Live Load)
Beban hidup terdiri dari semua beban bergerak yang bekerja pada deck
jembatan Beban hidup terdiri dari beban kendaraan kereta maupun beban
pejalan kaki Beban hidup dapat tersebar merata sepanjang deck seperti beban
padatnya lalu lintas dan beban kereta api yang panjang ataupun dapat berupa
beban terpusat seperti beban truk berat tunggal poros dan lokomotif Beban lalu
lintas untuk perencanaan jembatan terdiri atas beban lajur ldquoDrdquo dan beban truk ldquoTrdquo
A Beban Lajur ldquoDrdquo
Beban Lajur ldquoDrdquo bekerja pada seluruh lebar lajur kendaraan dan
menimbulkan pengaruh pada jembatan yang ekuivalen dengan rangkaian
kendaraan yang sebenarnya Jumlah total beban lajur ldquoDrdquo yang bekerja tergantung
pada lebar lajur kendaraan jembatan Beban lajur D terdiri dari beban terbagi rata
(BTR) yang digabung dengan beban garis (BGT)
Beban Terbagi Rata (BTR)
Beban terbagi rata mempunyai intensitas q (KPa) dimana besarnya q tergantung
pada panjang total yang dibebani L seperti berikut
L le 30 m q = 90 kPa (2)
L gt 30 m q = 90 ( 05 15
L ) kPa (3)
Dengan pengertian
q = intensitas beban terbagi rata (BTR) dalam arah memanjang jembatan
Beban Garis Terpusat (BGT)
Beban garis dengan intensitas p kNm harus ditempatkan tegak lurus terhadap
arah lalu lintas pada jembatan Besarnya intensitas p adalah 490 kNm
B Beban Truk ldquoTrdquo
Pembebanan truk ldquoTrdquo merupakan kendaraan berat dengan jumlah 3 as Berat
dari masing-masing as disebarkan menjadi 2 beban merata sama besar yang
merupakan bidang kontak antara roda dengan permukaan lantai yang dimaksud
agar mewakili pengaruh roda kendaraan berat Terlepas dari panjang jembatan
atau susunan bentang hanya ada satu kendaraan truk ldquoTrdquo yang bisa ditempatkan
pada satu lajur lalu lintas rencana Kendaraan truk ldquoTrdquo harus ditempatkan
ditengah-tengah lajur lalu lintas rencana
8
3 Beban Angin
Tabel 2 Faktor Beban Akibat Beban Angin
Keadaan Batas
Lokasi
sampai 5 km dari pantai
(mdetik)
gt 5 km dari pantai
(mdetik)
Daya Layan 30 25
Ultimit 35 30
Faktor beban tersebut tidak berlaku untuk jembatan besar atau penting
seperti yang ditentukan oleh instansi yang berwenang Jembatan-jembatan
demikian harus diselidiki secara khusus akibat pengaruh beban angin termasuk
respons dinamis jembatan Gaya nominal ultimit dan daya layan jembatan akibat
pengaruh angin TEW tergantung kecepatan angin rencana seperti berikut
TE = 00006 Cw w 2Ab [kN] (4)
Keterangan
w kecepatan angin rencana (ms) untuk keadaan batas yang ditinjau
koefisien seret
luas koefisien bagian samping jembatan (m2)
Tabel 3 Koefisien Seret
Tipe Jembatan
Bangunan atas massif
bd = 10
bd = 20
bd ge 60
Bangunan atas rangka
21
15
125
12 Keterangan
b lebar keseluruhan jembatan dihitung dari sisi luar sandaran
d tinggi bangunan atas termasuk tinggi bagian sandaran yang masif
Harga antara dari bd bias diinterpolasi linier
Apabila bangunan atas mempunyai superelevasi harus dinaikkan sebesar 3
untuk setiap superelevasinya dengan kenaikan maksimum 25
4 Beban Gempa
Standar perencanaan ketahanan gempa untuk jembatan diatur dalam SNI
28332008 Standar tersebut membahas analisis dinamis dan digunakan untuk
merencanakan struktur jembatan tahan gempa sehingga kerusakan terjadi
setempat dan mudah diperbaiki struktur tidak runtuh dan dapat dimanfaatkan
kembali Analisis dinamis diperlukan sebagai verifikasi bila kinerja struktur
terhadap gempa tidak diwakili sepenuhnya oleh prosedur perhitungan statis dan
semi dinamis Cara spektral moda tunggal dan majemuk dengan atau tanpa
pengaruh interaksi tanah merupakan perhitungan semi-dinamis Analisis dinamis
dengan cara riwayat waktu sering menggunakan rekaman akselerasi gempa dari
luar sehingga perlu disesuaikan dengan akselerasi puncak (Peak Ground
Acceleration) untuk wilayah gempa yang ditinjau Pilihan prosedur analisis gempa
9
tergantung pada tipe jembatan besarnya koefisien akselerasi gempa dan tingkat
kecermatan
Perencanaan suatu struktur tahan gempa perlu mempertimbangkan faktor
percepatan puncak (PGA) respon spektra percepatan di batuan dasar untuk
perioda pendek 02 detik (Ss) dan untuk perioda 10 detik (S1) Ketiga nilai
tersebut dapat diperoleh menggunakan peta Hazard gempa Indonesia 2010
Penentuan kelas situs tanah (klasifikasi site) merupakan tahapan awal dalam
perencanaan beban gempa dengan terlebih dahulu mencari nilai N
N = Σi=1 tim
Σi=1
tiNi
frasl
m (5)
Kelas situs tanah dapat ditentukan berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia
2010 menggunakan tabel berikut
Tabel 4 Penentuan Kelas Situs Tanah
Kelas Situs (mdetik) Su(kPa)
SA (Batuan Keras) gt 1500 NA NA
SB (Batuan) 750-1500 NA NA
SC (Tanah Keras) 350-750 gt 50 gt 100
SD (Tanah Sedang) 175-350 15-50 50-100
SE (Tanah Lunak) lt 175 lt 15 lt 50
Setiap profil tanah yang mengandung lebih dari 3m tanah dengan karakteristik
sebagai berikut
1 Indeks plastisitas PI gt 20
2 Kadar air w ge 40 dan
3 Kadar geser niralir Su lt 25 kPa
SF (Tanah Khusus) Setiap profil lapisan tanah yang memiliki salah satu atau
lebih dari karakteristik berikut
1 Rawan dan berpotensi gagal atau runtuh akibat beban gempa seperti mudah
likuifaksi lempung sangat sensitif tanah tersegmentasi rendah
2 Lempung sangat organik atau gambut (ketebalan H gt 3 m)
3 Lempung berplastisitas sangat tinggi (ketebalan H gt 75 m dengan PI gt 75)
4 Lapisan lempung lunakmedium kaku (ketebalan H gt 35 m dengan Su lt 50 kPa
Keterangan NA = tidak dapat dipakai
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
Selanjutnya akselerasi respons spektra puncak dapat dihitung dengan
persamaan
SMS = Fa Ss (6)
SM1 = Fv S1 (7)
Keterangan
SMS = akselerasi respons spektra puncak pada periode pendek
SM1 = akselerasi respons spektra puncak pada periode 1 detik
Ss = nilai spektra percepatan untuk periode pendek 02 detik di batuan dasar
S1 = nilai spektra percepatan untuk periode 10 detik di batuan dasar
Fa = koefisien periode pendek
Fv = koefisien periode 1 detik
Nilai koefisien dan dapat ditentukan menggunakan Tabel 4 dan 5 Nilai
Ss dan S1 diperoleh dari Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
10
Tabel 5 Nilai Koefisien Fa
Ss
Klasifikasi
Site SS le 025 SS = 05 SS = 075 SS = 10 SS ge 125
SA 08 08 08 08 08
SB 10 10 10 10 10
SC 12 12 11 10 10
SD 16 14 12 11 10
SE 25 17 12 09 09
SF SS
Tabel 6 Nilai Koefisien Fv
S1
Klasifikasi
Site S1 le 01 S1 = 02 S1 = 03 S1 = 04 S1 ge 05
SA 08 08 08 08 08
SB 10 10 10 10 10
SC 17 16 15 14 13
SD 24 20 18 16 15
SE 35 32 28 24 24
SF SS
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
Desain parameter akselerasi spektra dihitung menggunakan persamaan
SDS =
SMS (8)
SD1 =
SM1 (9)
Faktor
diperoleh dari hasil konversi dari gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
Pembuatan respon spektrum menggunakan persamaan berikut
Sa = SDS 04 06 T
To) untuk (10)
Sa = SDS untuk (11)
Sa = SD1
T untuk (12)
Sa = SD1TL
T2 untuk (13)
Nilai dan dihitung menggunakan persamaan
T0 = 02 SD1
SDS (14)
TS = SD1
SDS (15)
dimana TL = waktu transisi periode panjang
Sa = akselerasi spektra
SDS = desain parameter akselerasi respon spektra periode pendek
SD1 = desain parameter akselerasi respon spektra periode 1 detik
SMS = akselerasi respon spektra puncak periode pendek
SM1 = akselerasi respon spektra puncak periode 1 detik
Berdasarkan nilai Sa dan T dapat dibuat grafik respon spektrum seperti berikut
11
Gambar 4 Desain Respon Spektrum
Sumber ASCE 07-2010
Gambar 5 Peta Respon Spektra Percepatan 02 Detik (SS) di Batuan Dasar (SB)
untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun
Gambar 6 Peta Respon Spektra Percepatan 10 Detik (S1) di Batuan Dasar (SB)
untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
12
Desain dan Perhitungan Balok
Rumus-rumus yang digunakan pada analisis struktur balok mengacu pada RSNI
T-02-2005 dan RSNI T-12-2004
1 Tulangan lentur balok
Tegangan analitis batas baja prategang fps (untuk perhitungan kekuatan
batas nominal penampang beton prategang) harus diambil tidak melebihi fpy
Jika tidak tersedia perhitungan yang lebih tepat dan tegangan efektif pada
tendon fpe tidak kurang dari 05 fpu tegangan analitis batas baja prategang fps
dalam tendon yang terlekat penuh dapat diambil sebesar
fps= fpu (1- p
β1[ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) (16)
Jika pengaruh tulangan tekan diperhitungkan pada saat menghitung fps dengan
persamaan (16) maka nilai [ρp
fpu
fc
d
dp ω - ω ] harus diambil tidak kurang dari
017 dan nilai drsquo tidak lebih dari 015
Keterangan
p = faktor yang memperhitungkan jenis tendon prategang dengan nilai
055 untuk fpy
fpu ge 080
040 untuk fpy
fpu ge 085
028 untuk fpy
fpu ge 090
β1 = faktor tinggi blok tegangan tekan persegi ekuivalen beban dimana
β1 = 085 untuk fc le 30 MPa
β1 = 085 ndash 0008 (fc - 30) untuk fc ge 30 MPa (17)
Perencanaan momen lentur harus didasarkan pada
Mu le Mn (18)
Nilai Mn dihitung dengan persamaan
Mn = 08 Apsfps (d -a
2 ) As fy (d -
a
2 )+ (19)
Jarak antar tulangan dihitung menggunakan persamaan
Apsfps As fy = 085 fc ab (20)
2 Tulangan Geser Balok
Perencanaan tulangan geser harus didasarkan pada
u le n (21)
Dimana nilai adalah kuat geser nominal yang dihitung menggunakan
persamaan
n= c s (22)
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton pada struktur yang dibebani geser
dan lentur saja dapat dihitung menggunakan persamaan sebagai berikut
13
c= (radicf c
6) bwd (23)
Kuat geser yang disumbangkan oleh tulangan geser untuk tulangan geser yang
tegak lurus terhadap sumbu aksial komponen struktur dapat dihitung
menggunakan persamaan
s= Av fy d
s (24)
Kekuatan lentur dari balok beton bertulang sebagai komponen struktur jembatan
harus direncanakan dengan menggunakan cara ultimit atau cara Perencanaan
berdasarkan Beban dan Kekuatan Terfaktor (PBKT)
3 Kekuatan Puntir Balok
Kekuatan puntir balok harus didasarkan pada
Tu le Tn (25)
Dimana puntir nominal Tn bisa dihitung sebagai penjumlahan dari puntir nominal
yang disumbangkan oleh beton Tc dan puntir nominal yang disumbangkan oleh
tulangan Ts dengan rumus
Tn= Tc Ts (26)
Dimana
Tc= Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
(27)
Ts= fy (Asw
s) 2 Act cot t (28)
Persamaan tersebut digunakan dalam menghitung nilai kekuatan puntir nominal
tulangan dengan nilai t = 45o untuk beton non prategang dan t=375
o untuk
beton prategang
Untuk sengkang tertutup dapat dihitung Asw
sle 02
y1
fyf (29)
Tn=2AoAtfyv
scot (30)
Dengan dapat diambil sebesar 085
Gambar 7 Areal Aoh
14
Tulangan longitudinal tambahan yang diperlukan untuk menahan puntir dapat
dihitung menggunakan persamaan
Al= (At
s) ρ
h
fyv
fyt cot2 (31)
Desain dan Perhitungan Kolom
Pengaruh kelangsingan kolom dapat diabaikan untuk komponen struktur tekan tak
bergoyang apabila dipenuhi klu
r le 34- (12
M1
M2) (32)
Untuk komponen struktur tekan bergoyang pengaruh kelangsingan dapat
diabaikan apabila klu
r le 22 (33)
Beberapa persyaratan tulangan memanjang untuk kolom antara lain memiliki
luas tidak kurang dari 001 Ag dan tidak melebihi 008 Ag kecuali jika jumlah dan
penempatan tulangan mempersulit penempatan dan pemadatan beton pada
sambungan dan persilangan dari bagian-bagian komponen maka batas maksimal
rasio tulangan perlu dikurangi
Rasio tulangan spiral ρs tidak boleh kurang dari
ρs= 045 (
Ag
Ac-1)
f c
fy (34)
Software CSI Bridge
Computers and Structures Inc (CSI) Bridge merupakan salah satu software
yang dikembangkan oleh pihak CSI yang merupakan pelopor dalam
pengembangan software untuk analisis struktur dan gempa Tahap pemodelan
analisis dan desain dari struktur sebuah jembatan telah diintegrasikan dalam
software CSI Bridge untuk menciptakan perangkat komputer engineering yang
mendasar Dengan menggunakan CSI Bridge dapat didesain jembatan beton
maupan baja dengan cepat dan mudah Fitur parametric modeller memungkinkan
pengguna untuk membuat model jembatan sederhana hingga kompleks dan
membuat perubahan secara efisien dalam melakukan kontrol pada desain
(httpwwwcsiamericacomcsibridge)
Software PCA Col
PCAColumn (PCA Col) merupakan software yang dirancang untuk
mendesain dan memeriksa kapasitas penampang beton bertulang terhadap gaya
aksial dan momen lentur Bentuk penampang benton dapat berupa persegi empat
lingkaran hingga tidak beraturan dengan berbagai macam susunan dan pola
tulangan Selain itu efek kelangsingan kolom juga dapat diperhitungkan Dari
program tersebut dapat diperoleh diagram interaksi gaya aksial (P) dan momen
lentur (M) baik dalam sumbu uniaksial maupun biaksial dimana Mx dan My juga
dapat diplot terhadap sumbu biaksial dari kolom dan dinding geser yang tidak
beraturan (httppcacolumnsoftwareinformercom)
15
METODOLOGI
Waktu dan Tempat
Penelitian dilakukan pada bulan Februari ndash Juni 2013 yang diawali dengan
pengumpulan data Data penelitian diperoleh dari Satuan Kerja Pelaksanaan Jalan
Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A Struktur yang ditinjau adalah fly over
P106-P107 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425)
Gambar 8 Denah Lokasi Proyek yang Ditinjau
Proyek pembangunan jalan bebas hambatan Tanjung Priok merupakan
program strategis pemerintah dalam rangka meningkatkan kapasitas jaringan
transportasi kota Jakarta khususnya Jakarta Utara Proyek ini menjadi salah satu
upaya pengembangan Kawasan Strategis Nasional Tanjung Priok sebagai pusat
kegiatan ekspor-impor yang saat ini telah menempati peringkat ke-24 dunia untuk
arus peti kemas Jalan bebas hambatan yang dibangun berfungsi sebagai jalan
pintas untuk meningkatkan akses terhadap pelabuhan dan dalam jangka panjang
juga berfungsi sebagai penghubung ruas tol Jakarta Outer Ring Road (JORR)
dengan Jakarta Inter Urban Toll (JIUT)
Alat dan Bahan
Alat yang digunakan dalam penelitian ini adalah sebagai berikut
1 Komputer Intel CoreTM
Duo Processor T6600
2 Program CSI Bridge Versi 15 dan PCA Col
3 Program Microsoft Office Excel 2010
4 Program Autocad 2010
Bahan penelitian merupakan data sekunder berupa shop drawing Proyek Jalan
Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A yaitu data struktur P106-P107
16
Penggunaan shop drawing dikarenakan belum tersedianya data as built drawing
Data-data yang diperoleh meliputi
1 Denah dan gambar detail struktur fly over P106-P107 yang meliputi layout
fly over dimensi struktur jembatan serta gambar detail tendon dan tulangan
Struktur yang ditinjau memiliki kriteria desain sebagai berikut
a) Slab
Kuat tekan beton ( ) = 30 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic30 MPa = 2574296 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
b) PCU Girder
Kuat tekan beton ( ) = 40 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic40 MPa = 2972541 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Kuat tarik putus ( = 1860 MPa
Kuat leleh baja prategang ( ) = 1670 MPa
c) Pier Head
Kuat tekan beton ( ) = 35 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic40 MPa = 2780557 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Kuat tarik putus ( = 1860 MPa
Kuat leleh baja prategang ( ) = 1670 MPa
d) Pier
Tipe = Y Pier
Kuat tekan beton ( ) = 30 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic30 MPa = 2574296 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Tinggi pier ( ) = 22 m
Lebar pier ( = 35 m
Tebal pier ( ) = 45 m
e) Data soil investigation Bore Log (Lampiran 2)
2 Standar dan peraturan perencanaan sebagai berikut
RSNI T-02-2005 ldquoPembebanan untuk Jembatanrdquo
SNI 2833 2008 ldquoStandar Perencanaan Ketahanan Gempa untuk Jembatanrdquo
RSNI T-12-2004 ldquoPerencanaan Struktur Beton untuk Jembatanrdquo
SNI 03-3847-2002 ldquoTata Cara Perhitungan Struktur Beton untuk Bangunan
Gedungrdquo
17
Tahapan Penelitian
Tahapan penelitian tersaji dalam diagram alir sebagai berikut
Keterangan
1 Data sekunder merupakan shop drawing kontraktor PT Obayashi-Jaya
Konstruksi JO yang digunakan dalam penelitian ini sebagai acuan dalam
pemodelan jembatan
2 Peraturan dan standar perencanaan terkait dengan penelitian ini adalah Standar
Nasional Indonesia Peraturan pembebanan jembatan terdapat dalam RSNI T-
02-2005 Perencanaan ketahanan gempa untuk jembatan terdapat dalam SNI
2833 2008 Perencanaan struktur beton untuk jembatan terdapat dalam RSNI
T-12-2004
Mulai
Pengumpulan Data Penelitian dan Bahan Rujukan
Program CSI Bridge
Pemodelan
Struktur
Input
Pembebanan
Input
Spektrum Gempa
Gaya Dalam
Desain
Ulang
Tulangan
Selesai
Aman
Mu le Mn
u le n
Tu le Tn
Tidak
Ya
Gambar 9 Diagram Alir Penelitian
18
3 Program CSI Bridge digunakan untuk mempermudah dalam menganalisis
gaya dalam (internal force) yang bekerja akibat pembebanan Setelah
dilakukan pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum dapat
diperoleh nilai gaya dalam ultimit Analisis gaya dalam dilakukan dengan
membandingkan gaya dalam ultimit yang terjadi akibat pembebanan dengan
kapasitas nominal struktur fly over yang ditinjau
Pemodelan Struktur
a) Layout fly over
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri
dari 2 ruas jembatan kiri dan kanan dimana panjang 1 bentang (span)
sebesar 3575 m dengan jumlah bentang yang dianalisis sebanyak 3 span
Pendefinisian layout fly over pada program CSI Bridge dapat
menggunakan bridge wizard di menu Home
Gambar 10 Layout Line Struktur Fly Over
b) Material konstruksi dan penampang
Beton dengan = 30 MPa untuk slab dan pier
Beton dengan = 35 MPa untuk pier head
Beton dengan = 40 MPa untuk PCU Girder
Baja tulangan U39 dengan = 390 MPa
Baja tendon dengan fpy=1670 MPa dan fpu= 1860 MPa
19
Input material dilakukan pada menu Home-Bridge Wizard-Materials seperti pada
Gambar 12 berikut Sedangkan pemodelan penampang dilakukan pada menu
Components-Properties-Frame Properties-New-Frame Section Property Type
concrete-Precast U
Gambar 11 Input Material dan Penampang PCU Girder
Pendefinisian jumlah girder jarak antar girder dan tebal slab dilakukan pada
menu Components-Superstructure Deck Sections-New-Precast U Girder
Gambar 12 Penampang Superstruktur Jembatan
20
c) Jenis perletakan adalah tipe sendi-rol yang didefinisikan pada menu Home-
Bridge Wizards-Bearings
Gambar 13 Jenis Perletakan
d) Input pembebanan
Kombinasi pembebanan mengacu pada RSNI T-02-2005 Input
kombinasi pembebanan dilakukan pada menu DesignRating ndash Load
Combination ndash Add New Load Combination ndash Masukkan Load Case Name ndash
Load Case Type ndash Scale Factor ndash OK Contoh kombinasi pembebanan yang
telah diinputkan pada CSI Bridge terlihat pada gambar berikut
Gambar 14 Input Kombinasi Pembebanan
e) Input Respon Spektrum
Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 dibuat respon spektrum untuk
analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
21
CSI Bridge Respon spektrum diinputkan pada menu Loads ndash Functions ndash Respon
Spectrum ndash Add New Function ndash Pilih User ndash Masukkan Damping Ratio 005 ndash
Masukkan nilai Period dan Acceleration (Diperoleh dari hasil perhitungan
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010) ndash OK Pembuatan respon spektrum
gempa secara lebih rinci dijelaskan pada bab pembahasan
Gambar 15 Input Respon Spektrum Wilayah Jakarta
f) Hasil Gaya Dalam
Setelah pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum
struktur dapat dianalisis pada menu Analysis ndash Run Analysis ndash Pilih Load Case
yang ingin dianalisis ndash Run Analysis Hasil gaya dalam dapat ditampilkan pada
menu Home ndash Display ndash Show Bridge Superstructure Forces
Gambar 16 Contoh Momen Akibat Kombinasi Pembebanan
22
HASIL DAN PEMBAHASAN
Model Struktur Jembatan
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri dari 2
ruas jembatan kiri dan kanan dengan panjang total 10725 m Struktur terdiri dari
3 span dimana panjang satu span 3575 m Superstruktur jembatan ruas kiri terdiri
dari 4 girder dan ruas kanan terdiri dari 5 girder dengan tipe PCU dan memiliki
superelevasi sebesar 2 Struktur fly over tersebut ditopang oleh dua kolom cast
in site tipe Y-Pier dengan tinggi 22 m
Gambar 17 Pemodelan Struktur Fly Over
Gambar 19 Tampak Samping Struktur Fly Over
145 m 18 m
L total = 10725 m
Gambar 18 Tampak Depan Struktur Fly Over
23
Input Pembebanan
Pembebanan yang diinputkan pada program CSI Bridge mengacu pada
RSNI T-02-2005 (Tabel 40) mengenai Peraturan Pembebanan untuk Jembatan
dengan ragam kombinasi pada kondisi ultimit (Ultimate Limit States) sebagai
berikut
Tabel 7 Kombinasi Pembebanan
Nama
Kombinasi
Aksi
Permanen Aksi Transien Aksi Khusus
MS MA PS TD TT TB ET EW TTC
EQ-
X
EQ-
Y
ULS-1A 13 2 1 198 198 132
ULS-1B 13 2 1 198 198 132
ULS-1C 13 2 1 198 198 132
ULS-1D 13 2 1 198 198 132
ULS-4A 13 2 1 132 132
ULS-5A 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5B 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5C 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5D 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5E 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5F 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5G 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5H 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5I 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5J 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5K 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5L 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-5M 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5N 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5O 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5P 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-6A 13 2 1 198 198 1
ULS-6B 13 2 1 198 198 1
Keterangan
MS = Berat Sendiri
MA = Beban Mati Tambahan
PS = Pengaruh Prategang
TD = Beban Lajur ldquoDrdquo
TT = Beban Truk ldquoTrdquo
TB = Gaya Rem
ET = Beban Temperatur
EW = Beban Angin
TTC = Beban Tumbukan
EQ-X = Beban gempa dalam arah X
EQ-Y = Beban gempa dalam arah Y
24
Besarnya nilai beban-beban yang terjadi dapat dijabarkan dalam contoh
perhitungan sebagai berikut
1 Berat sendiri
PCU-Girder dan Slab
wc girder = 25 kNm3
wc slab = wc pier = 24 kNm3
Luas (A) girder = A satu girder x jumlah girder = 11915 m2 x 9 = 107235 m
2
A slab = tebal slab x lebar total jembatan = 025 m x (18 m+145 m) = 8125 m2
Berat girder = A girder x panjang total jembatan x wc girder
= 107235 m2 x 10725 m x 25 kNm
3
= 2875238 kN
Berat slab = A slab x panjang total jembatan x wc slab
= 10723 m2 x 10725 m x 24 kNm
3
= 2091375 kN
Pier
A pier segmen 1 = 2 m x 45 m = 9 m2
A pier segmen 2 = 20565 m2
Panjang pier segmen 1 = 7088 m
Panjang pier segmen 2 = 17147 m
Berat pier segmen 1 = A pier x panjang pier x wc pier
= 9 m2 x 7088 m x 24 kNm
3 = 153103 kN
Berat pier segmen 2 = A pier x panjang pier x wc pier
= 20565 m2 x 17147 m x 24 kNm
3
= 8463073 kN
Berat pier = 153103 kN + 8463073 kN = 9994103 kN
Total berat sendiri = Berat girder + slab + pier
= 2875238 kN + 2091375 kN + 9994103 kN
= 5966023 kN
2 Beban Mati Tambahan
Aspal
wc aspal = 22 kNm3
Tebal aspal = 75 cm
Perhitungan beban mati tambahan dengan menggunakan persamaan (1)
dapat dijabarkan sebagai berikut
Berat aspal = wcLA
= 22 kNm3 x 10725 m x (325 m x 0075 m)
= 5751281 kN
Parapet
wc parapet = 24 kNm3
A parapet = 0526 m2
Berat parapet = wcLA
= 24 kNm3 x 10725 m x 0526 m
2
= 1353924 kN
Total beban mati tambahan = berat aspal + parapet
= 5751281 kN + 1353924 kN
= 7105205 kN
25
3 Beban Lajur D
Beban Terbagi Rata (BTR)
Terdiri dari 7 kombinasi arah longitudinal dengan jumlah lajur
jembatan ruas kiri = 4 lajur dan jembatan ruas kanan = 5 lajur
Total kombinasi arah longitudinal
Jembatan Kiri = 7 x 4 = 28 kombinasi
Jembatan Kanan = 7 x 5 = 35 kombinasi
Terdiri dari 3 kombinasi dalam arah transversal dengan jarak dan
intensitas beban sebagai berikut
Jembatan Kiri
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 28 x 3
= 84 kombinasi
Jembatan Kanan
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 35 x 3
= 105 kombinasi
Nilai q dihitung menggunakan persamaan (3) untuk panjang 1 bentang gt 30 m
dimana panjang 1 span fly over = 3575 m
Contoh perhitungan nilai q sebagai berikut
q = 90 (05 15
3575 ) = 828 kPa
Gambar 20 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kiri
Gambar 21 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kanan
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
100 50
Keterangan
Keterangan
100 50
11 m 2 m 1 m 11 m 1 m 2 m 11 m
1375 m 275 m 1375 m 1375 m 1375 m 275 m 1375 m
26
Tabel 8 Kombinasi Beban ldquoDrdquo Arah Longitudinal Jembatan
Nama Span yang Dibebani Total Panjang
q (kNm2)
Kombinasi Span
1
Span
2
Span
3 Dibebani (m)
1 3575 828
2 3575 828
3 3575 828
4 715 639
5 715 639
6
7
715
10725
639
576
BTR diinputkan dalam bentuk beban garis sehingga nilai q (kNm2) dikalikan
lebar lajur yang dibebani (m)
Beban Garis Terpusat (BGT)
BGT diinputkan dalam bentuk beban titik pada program CSI Bridge sehingga nilai
intensitas p dikalikan dengan lebar lajur yang dibebani (m)
Beban garis = intensitas p x lebar lajur
= 49 kNm x 35 m
= 1715 kN
Dalam input BGT pada program digunakan faktor beban dinamis
senilai 14
4 Beban Truk ldquoTrdquo
Kendaraan truk yang digunakan adalah truk dengan berat 50 ton
Gambar 22 Input Beban Truk ldquoTrdquo
5 Gaya Rem
Gaya rem diinputkan sebagai beban titik dengan nilai sebagai berikut
Jembatan Kiri
Gaya rem per pier = nilai q terbesar x lebar lajur x panjang 1 span
jembatan x 5
27
= 9 kN
m2 x 145 m x 3575 m x 5
2 = 11663 kN
Jembatan Kanan
Gaya rem per pier = 9 kN
m2 x 18 m x 3575 m x 5
2 = 14479 kN
6 Pengaruh Temperatur
Gambar 23 Input Pengaruh Temperatur
7 Beban Angin
Diketahui
Cw = 125 (Tabel 3)
Vw = 35 ms (Tabel 2)
Ab = 198413 m2
Dengan menggunakan persamaan (4)
TE = 00006 Cw w 2Ab
= 00006 x 125 x 352 x 198413
= 18229 kN
TEW per pier = 18229 kN
4= 45573 kN
8 Tumbukan
100 kN
1
00
F
x
10o
Gambar 24 Proyeksi Tumbukan pada Pier Terhadap Sumbu X dan Sumbu Y
Fx
Fy
28
Tumbukan pada pier diinputkan sebagai beban titik dengan perhitungan sebagai
berikut
Fx = 100 kN x sin 100
= 17365 kN
Fy = 100 kN x cos 100
= 98481 kN
9 Beban Gempa
Pada penelitian ini analisis gempa dinamis dilakukan menggunakan grafik
respon spektrum Dalam pembuatan respon spektrum terlebih dahulu dilakukan
klasifikasi site (jenis tanah) lokasi yang ditinjau berdasarkan hasil penyelidikan
tanah (bore log) Dari data bore log dapat dihitung nilai rata-rata hasil uji
penetrasi standar (SPT) menggunakan persamaan (5) dengan hasil yang tertera
pada tabel berikut ini
Tabel 9 Perhitungan Nilai
Lapisan Kedalaman NSPT Tebal
(TebalSPT)
0 000 0 000 0000
1 330 2 330 1650
2 524 2 194 0971
3 723 2 198 0992
4 924 2 202 1009
5 1130 2 206 1028
6 1323 2 193 0963
7 1530 5 207 0415
8 1730 6 200 0333
9 1930 4 200 0500
10 2130 9 200 0222
11 2330 19 200 0105
12 2507 50 177 0035
13 2626 50 118 0024
14 2725 50 099 0020
15 2822 50 097 0019
16 2921 50 099 0020
17 3006 50 086 0017
3006 8324 3612
Diperoleh = 3612 dimana Σ Tebal Σ SPTfrasl yang menunjukkan bahwa jenis
tanah wilayah Tanjung Priok termasuk kelas situs E yaitu jenis tanah lunak
(Tabel 4) Selanjutnya dihitung nilai akselerasi respons spektra puncak untuk
periode pendek dan periode 1 detik dan desain akselerasi respon spektra
29
Gambar 25 (a) Peta Percepatan Puncak (PGA) wilayah Jakarta
(b) Peta Respon Spektra 02 detik (Ss) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
(c) Peta Respon Spektra 1 detik (S1) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
PGA (Peak Ground Acceleration) merupakan percepatan maksimum yang
menunjukkan intensitas daripada pergerakan lapisan tanah Berdasarkan Gambar 8
dapat diketahui bahwa wilayah yang ditinjau (Tanjung Priok Jakarta Utara)
memiliki nilai PGA 03 ndash 04 g Pendekatan angka menggunakan skala batas atas
dari nilai yang diketahui sehingga diambil nilai 04 g Wilayah Jakarta terdapat
pada zona dengan nilai respon spektra 02 detik probabilitas terlampaui 2 dalam
50 tahun (Ss) = 07 g dan nilai respon spektra 1 detik probabilitas terlampaui 2
dalam 50 tahun (S1 ) = 03 g Kemudian dengan interpolasi nilai Ss dan S1
menggunakan Tabel 5 amp 6 untuk tanah kelas E diperoleh nilai Fa dan Fv berturut-
turut sebesar 13 dan 28
Akselerasi respons spektra puncak periode pendek (SMS) dapat dihitung
dengan persamaan (6) sehingga SMS = 13 x 07 = 091 Akselerasi respons
spektra puncak periode 1 detik (SM1) dapat dihitung dengan persamaan (7)
sehingga SM1 = 28 x 03 = 084 Selanjutnya desain parameter akselerasi respon
spektra periode pendek dapat dihitung dengan persamaan (8) sehingga SDS =
091 = 07963 dan nilai desain parameter respon spektra periode 1 detik dapat
dihitung dengan persamaan (9) sehingga SD1 =
084 = 07350 Faktor
diperoleh dari konversi penggunaan peta gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
karena struktur yang ditinjau merupakan jembatan khusus dengan umur rencana
100 tahun Nilai Sa dihitung menggunakan persamaan 10-13 yang hasilnya
disajikan pada Tabel 10 Nilai T dan Sa diplot membentuk grafik respon spektrum
untuk analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
CSI Bridge
30
Tabel 10 Akselerasi Spektrum Gempa Wilayah Jakarta
T (det) Sa T (det) Sa
00000 03185 2 03675
01846 07963 21 03500
09231 07963 22 03341
1 07350 23 03196
11 06682 24 03063
12 06125 25 02940
13 05654 26 02827
14 05250 27 02722
15 04900 28 02625
16 04594 29 02534
17 04324 3 02450
18 04083 31 02371
19 03868 32 02297
Gambar 26 Grafik Respon Spektrum Wilayah
Jakarta Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010
Hasil Gaya Dalam (Internal Force)
a) Berat Sendiri
Kontrol perhitungan manual
Diketahui
Ag satu girder = 11915 m2
frsquoc girder = 40 MPa
wc girder = 25 kNm3
Tebal slab = 25 cm
frsquoc slab = 30 MPa
wc slab = 24 kNm3
Perhitungan
q slab = tebal slab x spasi antar girder x wc slab
= 025 m x 3567 m x 24 kNm3
= 21402 kNm
q girder = Ag girder x wc girder
= 11915 m2 x 25 kNm
3
= 29788 kNm
M girder = 1
8 q L2
= 1
8 29788 kN mfrasl 35
2 m
= 456129 kN-m
M slab = 1
8 q L2
= 1
8 21402 kN mfrasl 35
2 m
= 327718 kN-m
M girder + M slab = 456129 + 327718 = 783847 kN-m
31
Perhitungan momen secara manual dibandingkan dengan hasil yang ditampilkan
pada program CSI Bridge
Gambar 27 Hasil Momen Akibat Berat Sendiri pada Jembatan
Jembatan kiri terdapat 4 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 4 = 3135388 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min+M max = 28019386 kN-m + 7949228 kN-m
= 28814308 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
Jembatan kanan terdapat 5 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 5 = 3919235 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min + M max = 3494893 kN-m + 9915171 kN-m
= 35940447 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
b) Ultimate Limit States (ULS)
Kombinasi pembebanan yang menghasilkan gaya dalam maksimum
sepanjang jembatan adalah kombinasi ULS-5I (Tabel 7)
Gambar 28 Hasil Gaya Dalam Akibat Kombinasi Pembebanan ULS 5-I
32
c) Kontrol Lendutan
Lendutan maksimum yang diizinkan adalah L
800 =
35750 mm
800 = 4469 mm
sedangkan lendutan yang terjadi pada fly over dari program CSI Bridge
adalah 213 mm sehingga struktur dikatakan aman
Perhitungan Tendon
Dalam perhitungan tendon dan tulangan digunakan momen maksimal yang
terjadi pada penampang yang ditinjau
Tendon pada girder
Data Tendon
D tendon = 05 inchi = 127 mm = 00127 m
Ast = 987 mm2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Girder
Ag (Ax) = 11915 m2
Iz = 04204 m4
yt = 097 m
yb = 088 m
eb = 058 m
-Menghitung gaya prategang P
M berat sendiri = 801826 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 188156 kN-m
M beban hidup = 510983 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 1500965 kN-m
P2=
MybIz
-σb
1
Ax
ebybIz
P2=
150096 x 088
04204 3000
1
11915
058 x 088
04204 = 1384018 kN
Gambar 29 Deformasi yang Terjadi pada Struktur Akibat Beban Hidup
33
P1= Ast x x f u
= 00000987 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl = 110149 kN
Jumlah tendon yang diperlukan= P2
P1= 1384018 kN
110149 kN=125 tendon
Jumlah tendon eksisting = 110 tendon
Jumlah tendon hasil perhitungan yang melebihi tendon eksisting dapat disebabkan
karena perbedaan penggunaan jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo Perhitungan yang
dilakukan menggunakan semua kemungkinan kombinasi baik dalam arah
longitudinal maupun transversal jembatan (sub bab input pembebanan) Selain itu
dapat juga dikarenakan perbedaan dalam pemodelan panjang girder yang
menyebabkan terjadinya kelebihan momen
Tendon pada pier head
Data Tendon
D tendon = 06 inchi = 1524 mm = 0015 m
Ast = 1387 mm2 = 00001387 m
2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Pier Head
Ag (Ax) = 128765 m2
Iz = 6967 m4
yt = 139 m
yb = 123 m
et pada momen maksimal = 04396 m
et pada penampang kritis = 0702 m
-Menghitung P menggunakan Momen Pada Penampang Kritis (Mcr)
M berat sendiri = 41612388 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 7073499kN-m
M beban hidup = 14947156 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 63633043 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
63633043 x 139
3000
1
12875
0702 x 139
6967 = 40860556 kN
P1= Ast x x f u
= 00001387 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl =154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=
40860556 kN
154789 kN= 264 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
34
Berdasarkan jumlah tendon eksisting yang melebihi tendon yang diperlukan
dapat diasumsikan bahwa pier head tersebut tidak didesain menggunakan momen
pada penampang kritis (Mcr) Pada saat dibebani retak terjadi pada perubahan
geometri atau pada penampang kritis sehingga pada umumnya desain cukup
menggunakan Mcr yang nilainya lebih kecil daripada momen maksimal
-Menghitung P menggunakan Momen Maksimal (Mmax)
M berat sendiri = 57265256 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 8941951kN-m
M beban hidup = 20374506 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 86581713 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
865817123 x 139
6967 3000
1
12875
x 139
6967 = 86320521 kN
P1= 154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=86320521 kN
154789 kN= 558 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
Dengan menggunakan momen maksimum yang terjadi pada pier head hasil
perhitungan jumlah tendon yang diperlukan mendekati jumlah tendon eksisting
sehingga dapat diasumsikan struktur tersebut didesain menggunakan momen
maksimum Penggunaan momen maksimum yang terjadi menyebabkan
penambahan jumlah tendon dalam desain
Jumlah tendon eksisting Jumlah tendon yang diperlukan OK
Perhitungan Tulangan
Slab
-Tulangan Lentur Positif
Momen di lapangan Mu pada slab = 10333 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d = ndash drsquo= 250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
10333
08=12916 kN-m
Faktor tahanan momen = Mnx10
6
bd2 =
12916 x106
1000 x 2102= 2929
35
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2929
085 x 30 = 00079
ρmin
= 25 x 14
fy= 25 x
14
390= 0000897
Digunakan = 00079 sehingga
As= ρ b d = 00079 x 1000 mm x 210 mm = 167983 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 167983 mm2
= 1687 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
-Tulangan Lentur Negatif
Momen di tumpuan Mu pada slab = 9504 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d ndash drsquo=250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
9504
08=1188 kN-m
Faktor tahanan momen Rn=Mnx10
6
bd2 =
1188 x106
1000 x 2102= 2694
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2694
085 x 30 = 00073
ρmin
= 25 x 14
fy=25 x
14
390= 0000897
Digunakan ρ = 00073 sehingga
As= ρ b d = 00073 x 1000 mm x 210 mm =153652 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
36
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 153652 mm2
= 18443 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
- Tulangan Geser
Gaya geser Vu pada slab = 35306 kN
Kuat geser nominal yang disumbangkan oleh slab
c=
(
radicf
rsquoc
6
)
bwd =(radic30
6) 1000 x 210 = 19170289 kN
Vc = 06 x = 11502174 kN
u c tidak dibutuhkan tulangan geser
Girder
-Tulangan Lentur
Mu = 24895989 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 13 mm dengan jumlah 8 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 8 =
1
4 314 13
2 x 8 = 106132 mm2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan
(16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fcrsquo
d
dp ω- ωrsquo ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
10857 mm2
fps = 1860 (1 04
077 [00091
1860
40 2050
1800 (00414 00335 ])
= 18599 MPa
Menghitung lebar efektif Be
Diketahui tebal slab ho = 25 cm
Lebar efektif diambil nilai terkecil dari L
4 =
3575 m
4= 894 m
Jarak antar girder s = 3567 m
12 = 12 x 025 = 3 m Diambil Be = 3 m
Eslab = 2574296 MPa
Egirder = 2972541 MPa
n = Eslab
Egirder
= 2574296 MPa
2972541 MPa= 087
Sehingga Be = n x 3 m = 087 x 3 m = 261 m = 2610 mm
37
h = h girder + h slab = 250 + 1850 = 2100 mm
tebal selimut beton drsquo = 50 mm
d = h ndash drsquo
= 2100 mm ndash 50 mm = 2050 mm
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
Aps fps As fy = 085 fcrsquoab
10857 mm2
x 18599 MPa+106132 mm2 x 390 MPa = 085 x 40 MPa x a x
2610 mm
a = 23223 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16)
dengan nilai = 08 adalah sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d-a
2) As fy (d-
a
2)+
= 08 x 10857 mm2 x 18599 MPa (2050 mm-
23223 mm
2) +
106132 mm2
x 390 MPa (2050 mm-23223 mm
2)
= 31242337 kN-m + 640371 kN-m
= 31882709 kN-m
Mn = 31882709 kN-m gt Mu = 24720615 kN-m (OK memenuhi syarat)
Cara yang telah dijabarkan diatas merupakan cara mendesain kekuatan
lentur balok prategang dengan pendekatan trial and error diameter tulangan dan
jumlah tulangan dalam Nawy (2001) Dengan menggunakan pendekatan tersebut
terlebih dahulu dilakukan pemeriksaan terhadap tulangan eksisting menggunakan
data sekunder Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa kapasitas momen
nominal yang disumbangkan oleh tendon Mn tendon lebih besar daripada
momen ultimit yang terjadi Mu akibat pembebanan sehingga momen cukup
ditahan oleh tendon (tidak dibutuhkan tulangan lentur) Tulangan eksisting yang
digunakan merupakan tulangan susut yang berfungsi mencegah terjadinya retak
pada beton
tulangan susut = 00018 x luas penampang girder Ag
= 00018 x 11915 m2
= 00021447 m
2
Digunakan D-13 sehingga = 21447 mm2
1
4 d
2=
21447 m2
1
4 13
2= 16 lt n eksisting = 40
Menurut SNI 03-2847-2002 tentang Tata Cara Perhitungan Struktur Beton
untuk Bangunan Gedung jumlah tulangan susut dan suhu harus dipasang dengan
jarak tidak lebih dari lima kali tebal plat atau 450 mm Jarak maksimum antara
tulangan susut eksisting = 330 mm (lt 450 mm) sehingga tulangan tersebut dari
segi jumlah dan jarak antar tulangan memenuhi syarat
-Tulangan Geser
Girder di tumpuan
Ag = 2682500 mm2
h = 1850 mm
d = h-drsquo= 1850 mm ndash 50 mm = 1800 mm
bw = 1000 mm
38
Gaya geser di tumpuan = 300256 kN dan gaya aksial = 420053 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 420053
14 x 2682500 mm2 ) (
radic40
6) 1000 mm x 1800 mm
= 2109587 kN
c = 06 x 2109587 kN = 1265752 kN u = n
= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit
yang terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (300256 kN ndash (06 x 2109587 kN))06 = 2894674 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av = 2894674 x 103
390 MPa x 1800 mm
mm
= 515433 mm2
Digunakan D-22 sehingga n= Av
1
4 D2
= mm2
1
4 22
2=136 2 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 7 OK
Girder di lapangan
Ag = 1191500 mm2
h = 1850 mm
tulangan utama dan tulangan geser = D 13
d = h - drsquo- 13 - 05 x 13 = 17805 mm
= 1850 ndash 50 ndash 13 ndash (05 x 13) = 17805 mm
bw = 600 mm
Gaya geser di lapangan =193044 kN dan gaya aksial = 274113 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 274113
14 x 1191500 mm2 ) (
radic40
6) 600 mm x 17805 mm
= 1311133 kN
c= 06 x 1311133 kN = 78668 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang
terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
39
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (193044 kN ndash (06 x 1311133 kN))06 = 1906273 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av= 1906273 kN x 10
3
390 MPa x 17805 mm
150 mm
= 411784 mm2
Digunakan D-13 sehingga n= Av
1
4 D2
= 411784 mm2
1
4 13
2= 3103 4 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 4 OK
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 5215433 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Girder dianggap sebagai penampang berongga dinding tipis sehingga besar
modulus puntir = 2 Ambw dimana adalah girder
Jt = 2 x 1191500 mm2 x 2610 mm
= 6219630000 mm3
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 6219630000 (03 radic )radic1 10 1034
= 190101E+11 N-mm = 19010103 kN-m
Tc = 06 x 19010103 kN-m = 11406062 kN-m
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa nilai lebih besar dari sehingga
beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan torsi)
Pier Head
-Tulangan Lentur
Mu = 93134113 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 19 mm dengan jumlah 32 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 25=
1
4 314 x19
2 x 32 = 906832 mm
2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan (16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
Aps = 79059 mm2
fps = 1860 (1 04
081 [00061
1860
35 2520
1670 (00131 00196 ])
588537 MPa
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
40
Aps fps As fy= 085 fc ab
79059 mm2 x 588537 MPa + 906832mm
2 x 390 MPa = 085 x 35 MPa x a x
4500 mm
a = 373974 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16) dengan nilai
= 08 dapat dijabarkan sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d -a
2) As fy (d -
a
2)+
= 08 x 79059 mm2 x 588537 MPa (2520 mm-
373974 mm
2) +
906832 mm2 x 390 MPa (2520 mm-
373974 mm
2)
= 86842499 kN-m + 66008303 kN-m
= 108290509 kN-m
Mn = 93443330 kN-m gt Mu = 93134113 kN-m (OK memenuhi syarat)
-Tulangan Geser
Ag = 12876500 mm2
h = 2620 mm
d = h - d = 2620 mm ndash 100 mm = 2520 mm
= 4500 mm
Gaya geser u di tumpuan = 2011783 kN dan gaya aksial = 241249 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicf c
6) bwd
= (1 241249 kN
14 x 12876500 mm2 ) (
radic35
6) 4500 mm x 2520 mm
= 1118154 kN
c = 06 x 1118154 kN = 6708924 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa tahanan geser yang disumbangkan
oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang terjadi
sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (2011783 kN ndash 6708924 kN)06 = 1676113 kN
s = Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan
Av= s
fy x d
s
Av= 1676113 kN x 10
3
390 MPa x 2520 mm
125 mm
= 2131808 mm2
Digunakan D-16 sehingga n= Av
1
4 D2
= 2131808 mm2
1
4 16
2=106 11 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 8-D16 dan 2-D25 OK
41
Selisih jumlah tulangan D-16 antara hasil perhitungan dengan eksisting sebanyak
3 tulangan telah ditutupi dengan penggunaan 2 tulangan D-25 pada eksisting
sehingga tulangan tersebut dikatakan memenuhi syarat
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 1617885 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Untuk penampang segiempat masif modulus puntir Jt= 04x2y
Jt = 04 x 45002 mm x 2620 mm
= 21222 x 106 Nmm = 21222 kN-m
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 21222 x 106 Nmm (03 radic35 MPa)radic1
10 x 1034 MPa
35
= 6485 x 1011
N-mm = 648487513 kN-m
Tc= 06 x 648487513 kN-m = 389092507 kN-m
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa nilai Tc lebih besar dari Tu
sehingga beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan
torsi)
Pemeriksaan Kolom
Struktur kolom tidak hanya menerima beban aksial vertikal tetapi juga
momen lentur sehingga analisis kolom diperhitungkan untuk menyangga beban
aksial desak dengan eksentrisitas tertentu (Nasution 2009) Pada penelitian ini
analisis kolom dilakukan menggunakan program PCA Col untuk memeriksa
kapasitas tulangan eksisting terhadap beban yang bekerja pada struktur Beban
aksial dan momen yang diinputkan diperoleh dari program CSI Bridge Analisis
kolom dilakukan pada pier segmen 1 dan pier segmen 2 yang masing-masing
memiliki dimensi dan susunan tulangan yang berbeda
Gambar 30 Pemodelan Pier
Pier Segmen 1
Pier
Segmen 2
42
Pier Segmen 1
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1 dimana
aksial (P) maksimum 4181749 kN yang menghasilkan M33 sebesar 920863 kN-m
dan M22 sebesar 796380 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu M33 maksimum
sebesar 1862805 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar 218102 kN- m dan aksial
(P) sebesar 4326789 kN
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1
Dari data yang telah diinputkan diperoleh diagram interaksi seperti pada
Gambar 30 Terlihat baik pada kombinasi 1 dan 2 beban masih berada di area
tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan bahwa kombinasi pembebanan
mampu ditahan oleh pier sehingga pier dikatakan aman terhadap beban yang
bekerja
Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1
43
Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2
Pier Segmen 2
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1
dimana aksial (P) maksimum 629513 kN yang menghasilkan M33 sebesar
38634 kN-m dan M22 sebesar 74265 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu
M33 maksimum sebesar 248387 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar
73617 kN-m dan aksial (P) sebesar 721377 kN
Berdasarkan data yang inputkan diperoleh diagram interaksi pier untuk pier
segmen 2 sebagai berikut
Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
Judul Skripsi Analisis Struktur P106-P107 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425)
Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
terhadap Beban Gempa
Nama Yesy Ratna Sari
NIM F44090005
Disetujui oleh
Pembimbing I Pembimbing II
Dr Ir Erizal MAgr
Muhammad Fauzan ST MT
Diketahui oleh
Plh Ketua Departemen Teknik Sipil dan Lingkungan
Dr Yudi Chadirin STP MAgr
Tanggal Lulus
ludul Skripsi Analisis Struktur PI06-PI07 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425) lalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A terhadap Beban Gempa
Nama Yesy Ratna Sari NIM F44090005
Disetujui oleh
Pembimbing I Pembimbing II
Muhammad Fauzan ST MT
Diketahui oleh
STP MA
Tanggal Lulus 12 S ~E~ 204
PRAKATA
Puji syukur ke hadirat Tuhan Yang Maha Esa atas segala karunia-Nya
sehingga karya ilmiah ini berhasil diselesaikan Penelitian dengan judul Analisis
Struktur P106-P107 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A terhadap Beban Gempa ini telah dilaksanakan pada
bulan Februari hingga Juni 2013
Dengan telah selesainya penelitian dan tersusunnya skripsi ini penulis
menyampaikan terima kasih yang sebesar-besarnya kepada
1 Dr Ir Erizal MAgr sebagai dosen pembimbing pertama yang telah senantiasa
memberikan arahan dan bimbingan selama masa studi serta dalam
penyelesaian skripsi ini
2 Muhammad Fauzan ST MT sebagai dosen pembimbing kedua yang telah
banyak memberikan ilmu dalam bidang struktur jembatan serta memberikan
kesempatan dan pengalaman bekerja sebagai tim di MFA
3 Sutoyo STP MSI sebagai dosen penguji yang telah memberikan masukan
yang sangat bermanfaat
4 Staf laboratorium dan tata usaha Departemen Teknik Sipil dan Lingkungan
yang telah banyak membantu dalam bidang administrasi dan perkuliahan
5 Kedua orang tua beserta keluarga yang selalu mendukung dan memberikan
semangat kepada penulis
6 Teman-teman satu bimbingan dan satu tim Sisca Fahril Hafiz Qori Rafdi
dan Anti serta seluruh SIL 46 yang senantiasa menyemangati dan
menginspirasi satu sama lain
7 Teman-teman SIL 45 yang telah banyak memberi masukan serta teman-teman
SIL 47 atas kerja sama dan kebersamaannya
8 Pihak-pihak lain yang tidak dapat disebutkan satu persatu atas segala bantuan
dan dukungan yang telah diberikan
Semoga karya ilmiah ini dapat bermanfaat dan memberikan kontribusi
nyata terhadap perkembangan ilmu pengetahuan di bidang Teknik Sipil dan
Lingkungan
Bogor Februari 2014
Yesy Ratna Sari
DAFTAR ISI
DAFTAR TABEL i
DAFTAR GAMBAR i
DAFTAR LAMPIRAN ii
DAFTAR NOTASI ii
PENDAHULUAN 1
Latar Belakang Perumusan Masalah 2
Tujuan dan Manfaat Penelitian 2
Ruang Lingkup Penelitian 2
TINJAUAN PUSTAKA 3
Jembatan 3
Beton Prategang (Prestressed Concrete) 3
Standar Perencanaan Jembatan 5
Pembebanan Pada Jembatan 5
Desain dan Perhitungan Balok dan Kolom 12
Software CSI Bridge dan PCA Col 14
METODOLOGI 15
Waktu dan Tempat 15
Alat dan Bahan 15
Tahapan Penelitian 17
Pemodelan Struktur 18
HASIL DAN PEMBAHASAN 22
Model Struktur Jembatan 22
Input Pembebanan 23
Hasil Gaya Dalam (Internal Force) 30
Perhitungan Tendon 32
Perhitungan Tulangan 34
Pemeriksaan Kolom 41
SIMPULAN DAN SARAN 45
DAFTAR PUSTAKA 46
LAMPIRAN 47
DAFTAR TABEL
Tabel 1 Berat Jenis untuk Beban Mati (kNm3) 6 Tabel 2 Faktor Beban Akibat Beban Angin 8 Tabel 3 Koefisien Seret 8 Tabel 4 Penentuan Kelas Situs Tanah 9 Tabel 5 Nilai Koefisien Fa 10 Tabel 6 Nilai Koefisien Fv 10 Tabel 7 Kombinasi Pembebanan 23 Tabel 8 Kombinasi Beban ldquoDrdquo Arah Longitudinal Jembatan 26
Tabel 9 Perhitungan Nilai 28 Tabel 10 Akselerasi Spektrum Gempa Wilayah Jakarta 30
DAFTAR GAMBAR
Gambar 1 Data Episenter Gempa Utama di Indonesia dan Sekitarnya untuk
Magnituda M ge 5 yang Dikumpulkan dari Berbagai Sumber dalam
Rentang Waktu 1900-2009 1 Gambar 2 Contoh Struktur Sebuah Jembatan 3 Gambar 3 Konsep Perbedaan Beton Bertulang (Reinforced Concrete) dan
Beton Prategang (Prestressed Concrete) 4 Gambar 4 Desain Respon Spektrum 16 Gambar 5 Peta Respon Spektra Percepatan 02 Detik (SS) di Batuan Dasar
(SB) untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun 11 Gambar 6 Peta Respon Spektra Percepatan 10 Detik (S1) di Batuan Dasar
(SB) untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun 11 Gambar 7 Areal Aoh 13
Gambar 8 Denah Lokasi Proyek yang Ditinjau 15 Gambar 9 Diagram Alir Penelitian 17 Gambar 10 Layout Line Struktur Fly Over 18 Gambar 11 Input Material dan Penampang PCU Girder 19 Gambar 12 Penampang Superstruktur Jembatan 19 Gambar 13 Jenis Perletakan 20 Gambar 14 Input Kombinasi Pembebanan 20
Gambar 15 Input Respon Spektrum Wilayah Jakarta 21 Gambar 16 Akibat Kombinasi Pembebanan 21 Gambar 17 Pemodelan Struktur Fly Over 22
Gambar 18 Tampak Depan Struktur Fly Over 22
Gambar 19 Tampak Samping Struktur Fly Over 22
Gambar 20 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kiri 25 Gambar 21 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kanan 25
Gambar 22 Input Beban Truk ldquoTrdquo 26 Gambar 23 Input Pengaruh Temperatur 27 Gambar 24 Proyeksi Tumbukan pada Pier Terhadap Sumbu X dan Sumbu Y 27 Gambar 25 Peta Gempa untuk wilayah Jakarta 29 Gambar 26 Grafik Respon Spektrum Wilayah Jakarta Berdasarkan Peta Hazard
Gempa 2010 30 Gambar 27 Hasil Momen Akibat Berat Sendiri pada Jembatan 31
Gambar 28 Hasil Gaya Dalam Akibat Kombinasi Pembebanan ULS-5I 31
Gambar 29 Deformasi yang Terjadi pada Struktur Akibat Beban Hidup 32 Gambar 30 Pemodelan Pier 41
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1 42 Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1 42 Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2 43 Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2 43 Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1 44 Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2 44
DAFTAR LAMPIRAN
Lampiran 1 Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau Lampiran 2 Grafik Bore Log
Lampiran 3 Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier Lampiran 4 Layout Tendon U Girder Tipe F Lampiran 5 Layout Tendon Pier Head
Lampiran 6 Tulangan Deck Slab U Girder
Lampiran 7 Tulangan Girder Tipe F
Lampiran 8 Tulangan Pier Head
Lampiran 9 Tulangan Pier
DAFTAR NOTASI
a = tinggi blok tegangan tekan persegi ekivalen beton dalam analisis
kekuatan batas penampang beton bertulang akibat lentur
A = luas penampang m2
Ag = luas brutto penampang mm2
Aps = luas tulangan prategang dalam daerah tarik mm2
As = luas tulangan tarik non-prategang mm2
Av = luas tulangan geser dalam daerah sejarak s atau luas tulangan geser yang
tegak lurus terhadap tulangan lentur tarik dalam suatu daerah sejarak s
pada komponen struktur lentur tinggi mm2
b = lebar dari muka tekan komponen struktur mm
bw = lebar badan balok atau diameter dari penampang bulat mm
d = jarak dari serat tekan terluar ke pusat tulangan tarik mm
drsquo = tebal selimut beton mm
e = eksentrisitas (mm)
Ec = modulus elastisitas beton MPa
Es = modulus elastisitas tulangan MPa
f crsquo = kuat tekan beton yang disyaratkan pada umur 28 hari MPa
fpu = kuat tarik baja prategang MPa
fpe = tegangan tekan dalam beton akibat gaya prategang efektif saja (setelah
memperhitungkan semua kehilangan prategang) pada serat terluar dari
penampang dimana tegangan tarik terjadi akibat beban luar MPa
fs = tegangan dalam tulangan yang dihitung pada beban kerja
MPa
fy = tegangan leleh yang disyaratkan dari tulangan non-prategang
h = tinggi total komponen struktur mm
I = momen inersia penampang (mm4)
Jt = modulus puntir yang besarnya bisa diambil sebesar 04x2y
untuk penampang segiempat masif atau sebesar 04Σx2y untuk
penampang masif berbentuk T L atau I atau sebesar 2Ambw untuk
penampang berongga dinding tipis di mana Am adalah luas yang
dibatasi garis median dinding dari lubang tunggal (mm2)
L = panjang bentang jembatan m
Mcr = momen yang menyebabkan terjadinya retak lentur pada penampang
akibat beban luar
Mn = kekuatan momen nominal penampang Nmm
Mu = momen terfaktor akibat kombinasi pengaruh gaya luar yang terbesar
pada penampang Nmm
Nn = kekuatan aksial tekan penampang N
Nu = beban aksial terfaktor akibat kombinasi pengaruh gaya luar yang
terbesar yang tegak lurus pada penampang diambil positif untuk tekan
negatif untuk tarik dan memperhitungkan pengaruh dari tarik akibat
rangkak dan susut
Rn = besaran ketahanan atau kekuatan nominal dari penampang komponen
struktur
s = spasi dari tulangan geser atau puntir dalam arah paralel dengan tulangan
longitudinal mm
Tc = kuat puntir nominal yang disumbangkan oleh beton
Tn = kuat puntir nominal dari penampang komponen struktur
Ts = kuat puntir nominal yang disumbangkan oleh tulangan puntir
Tu = momen puntir terfaktor akibat kombinasi pengaruh gaya luar yang
terbesar pada penampang
Vc = kuat geser nominal yang disumbangkan oleh beton
Vn = kuat geser nominal dari penampang komponen struktur
Vs = kuat geser nominal yang disumbangkan oleh tulangan geser
Vu = gaya geser terfaktor akibat kombinasi pengaruh gaya luar yang terbesar
pada penampang
wc = berat jenis beton (kNm3)
W = berat komponen (kN)
x = dimensi terpendek bagian segiempat dari suatu penampang
y = dimensi terpanjang bagian segiempat dari suatu penampang
y = jarak tendon terhadap dimensi terluar dari beton
β1 = faktor tinggi blok tegangan tekan persegi ekivalen beban
ρ = rasio tulangan tarik non-prategang
ρrsquo = rasio tulangan tekan non-prategang
ρmin = rasio tulangan minimum terhadap luas penampang beton
ρb = rasio tulangan yang memberikan kondisi regangan yang seimbang
wc = berat jenis beton (kNm3)
= faktor reduksi kekuatan
σ = tegangan tendon prategang (MPa)
ω = indeks tulangan tarik non-prategang yang adalah = ρfyfcrsquo
ωrsquo = indeks tulangan tekan yang adalah = ρrsquofyfcrsquo
p = faktor yang memperhitungkan jenis tendon prategang
1
PENDAHULUAN
Dewasa ini peningkatan aktivitas perekonomian secara tidak langsung
semakin menuntut dibutuhkannya jaringan transportasi yang baik guna
memperlancar arus barang dan jasa Pesatnya perkembangan ilmu pengetahuan
dan teknologi juga telah menjadi salah satu faktor pendorong kemajuan di bidang
infrastruktur Dalam jaringan transportasi fungsi jalan dan jembatan sebagai
penghubung sebuah sistem memegang peranan yang sangat penting
Pembangunan Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok merupakan salah satu
contoh pentingnya jaringan jalan dalam sebuah sistem transportasi Struktur jalan
tol yang dibangun memerlukan perencanaan yang matang dari berbagai aspek
agar dapat memenuhi kebutuhan lalu lintas Sebuah jalan tol direncanakan
berdasarkan kebutuhan volume kendaraan yang melintas faktor daya dukung
tanah serta koneksi antar ruas jalan tol lainnya
Perencanaan struktur bangunan saat ini secara umum telah memasukkan
faktor gempa untuk menciptakan suatu struktur yang aman dan terhindar dari
kerusakan-kerusakan fatal akibat gempa Mengingat Indonesia terletak pada zona
tektonik yang sangat aktif ketahanan struktur bangunan terhadap gempa menjadi
sebuah hal yang perlu diperhitungkan Seperti halnya Jepang dan California
Indonesia termasuk dalam wilayah yang sangat rawan bencana gempa bumi Hal
ini dikarenakan tiga lempeng besar dunia dan sembilan lempeng kecil lainnya
saling bertemu di wilayah Indonesia serta membentuk jalur-jalur pertemuan
lempeng yang kompleks Keberadaan interaksi antar lempeng-lempeng tersebut
menempatkan Indonesia sebagai wilayah rawan gempa Dalam 6 tahun terakhir
diantaranya tercatat beberapa bencana gempa besar yang terjadi di wilayah Aceh
Nias Yogya dan Padang yang menyebabkan keruntuhan infrastruktur dan korban
jiwa
Gambar 1 Data Episenter Gempa Utama di Indonesia dan Sekitarnya untuk
Magnituda M ge 5 yang Dikumpulkan dari Berbagai Sumber dalam Rentang
Waktu 1900-2009
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
2
Latar Belakang
Suatu struktur yang dibangun perlu didesain sesuai dengan kriteria standar
perencanaan serta tahan terhadap beban gempa mengingat Indonesia terletak pada
zona tektonik yang aktif Perencanaan struktur tahan gempa sangat penting untuk
menciptakan struktur yang aman dan terhindar dari kerusakan-kerusakan fatal
akibat gempa
Perumusan Masalah
Berdasarkan kriteria standar perencanaan dan peta gempa terbaru perlu
dilakukan analisis terhadap struktur yang ditinjau dengan mengacu pada Peta
Hazard Gempa 2010 Pada penelitian ini dilakukan analisis struktur P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
Analisis dilakukan dengan membandingkan gaya dalam yang terjadi akibat
pembebanan terhadap kapasitas nominal dari struktur tersebut
Tujuan Penelitian
Tujuan dari penelitian ini adalah menganalisis struktur fly over P106-P107
(Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok seksi E2-A
terhadap beban gempa Hasil analisis yang berupa perhitungan jumlah tendon dan
tulangan kemudian dibandingkan dengan kondisi eksisting
Manfaat Penelitian
Manfaat dari penelitian ini adalah dapat mengaplikasikan ilmu pengetahuan
di bidang teknik sipil dan lingkungan
Ruang Lingkup Penelitian
Penelitian ini dilakukan dengan beberapa ruang lingkup sebagai berikut
1 Analisis dilakukan pada struktur P106-P107 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425)
Jenis pembebanan yang termasuk ke dalam analisis adalah berat sendiri
beban mati tambahan beban lalu lintas prategang suhu gaya rem tumbukan
beban angin dan beban gempa
2 Struktur fly over yang ditinjau adalah slab girder pier head dan pier
3 Analisis ketahanan gempa dilakukan dengan mengacu pada Peta Hazard
Gempa Indonesia 2010 menggunakan metode analisis gempa dinamis
4 Pemodelan struktur dan analisis gaya dalam dilakukan menggunakan program
CSI Bridge Versi 15
5 Analisis dilakukan dengan membandingkan jumlah tendon dan tulangan hasil
evaluasi dengan kondisi eksisting
3
TINJAUAN PUSTAKA
Jembatan
Jembatan merupakan salah satu infrastruktur yang berperan penting dalam
kehidupan manusia Jembatan juga menjadi elemen kunci dalam sebuah sistem
transportasi karena merupakan pengontrol kapasitas daripada sistem tersebut baik
dari segi berat maupun volume lalu lintas Berdasarkan bahan konstruksinya
jembatan dapat dibedakan menjadi beberapa macam antara lain jembatan kayu
jembatan beton bertulang jembatan beton prategang jembatan baja dan jembatan
komposit Penggunaan bahan penyusun jembatan tergantung daripada kebutuhan
desain konstruksi (Supriyadi dan Muntohar 2007)
Secara umum struktur suatu jembatan dapat dibagi menjadi 2 bagian yaitu
struktur atas dan struktur bawah Struktur atas (superstructure) merupakan bagian
yang menerima beban langsung yang meliputi berat sendiri beban mati beban
mati tambahan beban lalu-lintas dan beban lingkungan Struktur atas jembatan
umumnya meliputi slab lantai kendaraan girder balok diafragma dan tumpuan
(bearing) Struktur bawah (substructure) jembatan berfungsi memikul seluruh
beban struktur atas dan beban lain yang ditimbulkan oleh lingkungan untuk
disalurkan ke dalam tanah Struktur bawah terdiri dari kolom (pier) pile cap dan
pondasi (Barker and Pucket 2007)
Gambar 2 Contoh Struktur Sebuah Jembatan
Sumber httpenblogunikomacidbridge-structure694
Beton Prategang (Prestressed Concrete)
Beton memiliki kuat tekan yang tinggi namun lemah terhadap kuat tarik
Gaya tarik yang bekerja tersebut dapat menyebabkan retak (crack) dan patah
Beton polos (unreinforced concrete) hanya dapat digunakan pada kasus material
mengalami beban tekan atau pada kondisi tegangan tarik yang sangat rendah
sehingga beton perlu diperkuat dengan tulangan baja yang memiliki kuat tarik
tinggi Pada beton bertulang retak dan defleksi pada dasarnya tidak dapat kembali
apabila komponen struktur tersebut telah mencapai kondisi batas pada saat
mengalami beban kerja Karena rendahnya kapasitas tarik pada beton maka retak
lentur terjadi pada taraf pembebanan yang masih rendah Untuk mengurangi
4
atau mencegah berkembangnya retak tersebut gaya konsentris atau eksentris
diberikan dalam arah longitudinal elemen struktural Gaya ini mencegah
berkembangnya retak dengan cara mengeliminasi atau sangat mengurangi
tegangan tarik di bagian tumpuan dan daerah kritis pada kondisi beban kerja
sehingga dapat meningkatkan kapasitas lentur geser dan torsional penampang
tersebut Gaya longitudinal tersebut merupakan gaya prategang yaitu gaya tekan
yang memberikan prategangan pada penampang di sepanjang bentang suatu
elemen struktural sebelum bekerjanya beban mati dan beban hidup transversal
atau beban hidup horizontal transien (Nawy 2001)
Beton prategang adalah beton bertulang yang diberi tegangan dalam untuk
mengurangi tegangan tarik potensial dalam beton akibat beban kerja Pada beton
bertulang tulangan di dalam komponen struktur tidak memberikan gaya dari
dirinya pada komponen struktur tersebut suatu hal yang berlawanan dengan aksi
baja prategang Baja tendon yang dibutuhkan untuk menghasilkan gaya prategang
di dalam komponen struktur prategang secara aktif memberikan beban awal pada
komponen struktur sehingga memungkinkan terjadinya pemulihan retak dan
defleksi Apabila kuat tarik lentur beton terlampaui komponen struktur prategang
mulai beraksi seperti elemen beton bertulang (Nawy 2001)
Gambar 3 Konsep Perbedaan Beton Bertulang (Reinforced Concrete) dan Beton
Prategang (Prestressed Concrete)
Sumber httpptsindianetdesign_criteriahtml
Pada beton prategang tegangan permanen diberikan di komponen struktur
sebelum seluruh beban mati dan beban hidup bekerja agar tegangan tarik netto
yang ditimbulkan oleh beban-beban tersebut dapat dieliminasi atau sangat
dikurangi Komponen struktur prategang mempunyai tinggi lebih kecil
dibandingkan beton bertulang untuk kondisi bentang dan beban yang sama akibat
eliminasi tegangan tarik netto yang ditimbulkan oleh beban dengan adanya
struktur prategang (Nawy 2001)
Terdapat dua teknik prategang pada beton yaitu pre-tensioning dan post-
tensioning Teknik pre-tensioning adalah pemberian tegangan pada tendon
sebelum beton dicor Teknik ini pada prinsipnya digunakan untuk
5
konstruksi jembatan bentang pendek yang menggunakan balok jembatan standar
Teknik post-tensioning merupakan pemberian tegangan yang dilakukan setelah
beton dicor
Standar Perencanaan Jembatan
Terdapat dua pendekatan dalam perencanaan sebuah struktur jembatan yaitu
rencana tegangan kerja dan rencana keadaan batas (ultimit)
1 Rencana Tegangan Kerja
Pendekatan ini merupakan pendekatan elastis yang digunakan untuk
memperkirakan kekuatan atau stabilitas dengan membatasi tegangan dalam
struktur sampai tegangan izin Tegangan izin tersebut dibuat dengan membuat
beberapa toleransi untuk stabilitas tidak linear dan pengaruh bahan pada
kekuatan struktur terisolasi dengan membagi kekuatan ultimate dengan faktor
keamanan (SF)
Pendekatan menggunakan tegangan kerja memiliki kelemahan yaitu kurangnya
efisiensi dalam mencapai tingkat keamanan yang konsisten bila faktor keamanan
digunakan pada bahan saja
2 Rencana Keadaan Batas (Ultimate)
Pada rencana keadaan batas margin keamanan digunakan lebih merata
pada seluruh struktur melalui penggunaan faktor keamanan parsial Tidak seperti
cara tegangan kerja yang mana faktor keamanan digunakan hanya untuk bahan
dalam rencana keadaan batas faktor keamanan terbagi antara beban dan bahan
faktor reduksi kekuatan x kapasitas nominal ge faktor beban x beban nominal
Rencana keadaan batas lebih rasional dibandingkan pendekatan tegangan kerja
Perencanaan yang dihasilkan oleh penggunaan prinsip keadaan batas akan lebih
ekonomis dan akan menghasilkan jembatan dengan kemampuan kapasitas dan
kekuatan yang merata
Pembebanan Pada Jembatan
Jenis-jenis beban yang perlu diperhitungkan dalam merancang suatu jembatan
menurut RSNI T-02-2005 tentang Standar Pembebanan untuk Jembatan adalah
sebagai berikut
1 Beban Mati (Dead Load)
Berat sendiri dan beban mati tambahan termasuk ke dalam kategori beban mati
A Berat Sendiri
Berat sendiri struktur merupakan semua beban tetap yang berasal dari
berat bangunan dan elemen-elemen struktural lain yang dipikulnya Termasuk
dalam hal ini adalah berat bahan dan bagian jembatan yang merupakan
6
elemen struktural ditambah dengan elemen non struktural yang dianggap tetap
Perhitungan berat sendiri dapat dilakukan menggunakan rumus
(1)
Keterangan
berat komponen persatuan volume (kNm3)
bentang jembatan (m)
luas penampang (m2)
Nilai berat komponen persatuan volume atau berat isi untuk berbagai jenis bahan
telah tercantum pada RSNI T-02-2005
Tabel 1 Berat Jenis untuk Beban Mati (kNm3)
No Bahan BeratSatuan Isi (kNm3) KerapatanMasa (kgm
3)
1 Campuran aluminium 2627 2720
2 Lapisan permukaan beraspal 22 2240
3 Besi tuang 71 7200
4 Timbunan tanah dipadatkan 172 1760
5 Kerikil dipadatkan 188-227 1920-2320
6 Aspal beton 22 2240
7 Beton ringan 1225-196 1250-2000
8 Beton 220-250 2240-2560
9 Beton prategang 250-260 2560-2640
10 Beton bertulang 235-255 2400-2600
11 Timbal 111 11400
12 Lempung lepas 125 1280
13 Batu Pasangan 235 2400
14 Neoprin 113 1150
15 Pasir kering 157-172 1600-1760
16 Pasir basah 180-188 1840-1920
17 Lumpur lunak 172 1760
18 Baja 77 7850
19 Kayu (ringan) 78 800
20 Kayu (keras) 11 1120
21 Air murni 98 1000
22 Air garam 10 1025
23 Besi tempa 755 7680
7
B Beban Mati Tambahan (Superimposed Dead Load)
Beban mati tambahan adalah berat seluruh bahan yang membentuk suatu
beban pada jembatan yang merupakan elemen non struktural dan besarnya dapat
berubah selama umur jembatan Beban mati tambahan dapat berupa utilitas pada
saat pengerjaan jembatan berat pelapisan kembali permukaan jembatan parapet
trotoar lampu jembatan pipa air serta sarana lainnya yang dipikul langsung oleh
jembatan
2 Beban Hidup (Live Load)
Beban hidup terdiri dari semua beban bergerak yang bekerja pada deck
jembatan Beban hidup terdiri dari beban kendaraan kereta maupun beban
pejalan kaki Beban hidup dapat tersebar merata sepanjang deck seperti beban
padatnya lalu lintas dan beban kereta api yang panjang ataupun dapat berupa
beban terpusat seperti beban truk berat tunggal poros dan lokomotif Beban lalu
lintas untuk perencanaan jembatan terdiri atas beban lajur ldquoDrdquo dan beban truk ldquoTrdquo
A Beban Lajur ldquoDrdquo
Beban Lajur ldquoDrdquo bekerja pada seluruh lebar lajur kendaraan dan
menimbulkan pengaruh pada jembatan yang ekuivalen dengan rangkaian
kendaraan yang sebenarnya Jumlah total beban lajur ldquoDrdquo yang bekerja tergantung
pada lebar lajur kendaraan jembatan Beban lajur D terdiri dari beban terbagi rata
(BTR) yang digabung dengan beban garis (BGT)
Beban Terbagi Rata (BTR)
Beban terbagi rata mempunyai intensitas q (KPa) dimana besarnya q tergantung
pada panjang total yang dibebani L seperti berikut
L le 30 m q = 90 kPa (2)
L gt 30 m q = 90 ( 05 15
L ) kPa (3)
Dengan pengertian
q = intensitas beban terbagi rata (BTR) dalam arah memanjang jembatan
Beban Garis Terpusat (BGT)
Beban garis dengan intensitas p kNm harus ditempatkan tegak lurus terhadap
arah lalu lintas pada jembatan Besarnya intensitas p adalah 490 kNm
B Beban Truk ldquoTrdquo
Pembebanan truk ldquoTrdquo merupakan kendaraan berat dengan jumlah 3 as Berat
dari masing-masing as disebarkan menjadi 2 beban merata sama besar yang
merupakan bidang kontak antara roda dengan permukaan lantai yang dimaksud
agar mewakili pengaruh roda kendaraan berat Terlepas dari panjang jembatan
atau susunan bentang hanya ada satu kendaraan truk ldquoTrdquo yang bisa ditempatkan
pada satu lajur lalu lintas rencana Kendaraan truk ldquoTrdquo harus ditempatkan
ditengah-tengah lajur lalu lintas rencana
8
3 Beban Angin
Tabel 2 Faktor Beban Akibat Beban Angin
Keadaan Batas
Lokasi
sampai 5 km dari pantai
(mdetik)
gt 5 km dari pantai
(mdetik)
Daya Layan 30 25
Ultimit 35 30
Faktor beban tersebut tidak berlaku untuk jembatan besar atau penting
seperti yang ditentukan oleh instansi yang berwenang Jembatan-jembatan
demikian harus diselidiki secara khusus akibat pengaruh beban angin termasuk
respons dinamis jembatan Gaya nominal ultimit dan daya layan jembatan akibat
pengaruh angin TEW tergantung kecepatan angin rencana seperti berikut
TE = 00006 Cw w 2Ab [kN] (4)
Keterangan
w kecepatan angin rencana (ms) untuk keadaan batas yang ditinjau
koefisien seret
luas koefisien bagian samping jembatan (m2)
Tabel 3 Koefisien Seret
Tipe Jembatan
Bangunan atas massif
bd = 10
bd = 20
bd ge 60
Bangunan atas rangka
21
15
125
12 Keterangan
b lebar keseluruhan jembatan dihitung dari sisi luar sandaran
d tinggi bangunan atas termasuk tinggi bagian sandaran yang masif
Harga antara dari bd bias diinterpolasi linier
Apabila bangunan atas mempunyai superelevasi harus dinaikkan sebesar 3
untuk setiap superelevasinya dengan kenaikan maksimum 25
4 Beban Gempa
Standar perencanaan ketahanan gempa untuk jembatan diatur dalam SNI
28332008 Standar tersebut membahas analisis dinamis dan digunakan untuk
merencanakan struktur jembatan tahan gempa sehingga kerusakan terjadi
setempat dan mudah diperbaiki struktur tidak runtuh dan dapat dimanfaatkan
kembali Analisis dinamis diperlukan sebagai verifikasi bila kinerja struktur
terhadap gempa tidak diwakili sepenuhnya oleh prosedur perhitungan statis dan
semi dinamis Cara spektral moda tunggal dan majemuk dengan atau tanpa
pengaruh interaksi tanah merupakan perhitungan semi-dinamis Analisis dinamis
dengan cara riwayat waktu sering menggunakan rekaman akselerasi gempa dari
luar sehingga perlu disesuaikan dengan akselerasi puncak (Peak Ground
Acceleration) untuk wilayah gempa yang ditinjau Pilihan prosedur analisis gempa
9
tergantung pada tipe jembatan besarnya koefisien akselerasi gempa dan tingkat
kecermatan
Perencanaan suatu struktur tahan gempa perlu mempertimbangkan faktor
percepatan puncak (PGA) respon spektra percepatan di batuan dasar untuk
perioda pendek 02 detik (Ss) dan untuk perioda 10 detik (S1) Ketiga nilai
tersebut dapat diperoleh menggunakan peta Hazard gempa Indonesia 2010
Penentuan kelas situs tanah (klasifikasi site) merupakan tahapan awal dalam
perencanaan beban gempa dengan terlebih dahulu mencari nilai N
N = Σi=1 tim
Σi=1
tiNi
frasl
m (5)
Kelas situs tanah dapat ditentukan berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia
2010 menggunakan tabel berikut
Tabel 4 Penentuan Kelas Situs Tanah
Kelas Situs (mdetik) Su(kPa)
SA (Batuan Keras) gt 1500 NA NA
SB (Batuan) 750-1500 NA NA
SC (Tanah Keras) 350-750 gt 50 gt 100
SD (Tanah Sedang) 175-350 15-50 50-100
SE (Tanah Lunak) lt 175 lt 15 lt 50
Setiap profil tanah yang mengandung lebih dari 3m tanah dengan karakteristik
sebagai berikut
1 Indeks plastisitas PI gt 20
2 Kadar air w ge 40 dan
3 Kadar geser niralir Su lt 25 kPa
SF (Tanah Khusus) Setiap profil lapisan tanah yang memiliki salah satu atau
lebih dari karakteristik berikut
1 Rawan dan berpotensi gagal atau runtuh akibat beban gempa seperti mudah
likuifaksi lempung sangat sensitif tanah tersegmentasi rendah
2 Lempung sangat organik atau gambut (ketebalan H gt 3 m)
3 Lempung berplastisitas sangat tinggi (ketebalan H gt 75 m dengan PI gt 75)
4 Lapisan lempung lunakmedium kaku (ketebalan H gt 35 m dengan Su lt 50 kPa
Keterangan NA = tidak dapat dipakai
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
Selanjutnya akselerasi respons spektra puncak dapat dihitung dengan
persamaan
SMS = Fa Ss (6)
SM1 = Fv S1 (7)
Keterangan
SMS = akselerasi respons spektra puncak pada periode pendek
SM1 = akselerasi respons spektra puncak pada periode 1 detik
Ss = nilai spektra percepatan untuk periode pendek 02 detik di batuan dasar
S1 = nilai spektra percepatan untuk periode 10 detik di batuan dasar
Fa = koefisien periode pendek
Fv = koefisien periode 1 detik
Nilai koefisien dan dapat ditentukan menggunakan Tabel 4 dan 5 Nilai
Ss dan S1 diperoleh dari Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
10
Tabel 5 Nilai Koefisien Fa
Ss
Klasifikasi
Site SS le 025 SS = 05 SS = 075 SS = 10 SS ge 125
SA 08 08 08 08 08
SB 10 10 10 10 10
SC 12 12 11 10 10
SD 16 14 12 11 10
SE 25 17 12 09 09
SF SS
Tabel 6 Nilai Koefisien Fv
S1
Klasifikasi
Site S1 le 01 S1 = 02 S1 = 03 S1 = 04 S1 ge 05
SA 08 08 08 08 08
SB 10 10 10 10 10
SC 17 16 15 14 13
SD 24 20 18 16 15
SE 35 32 28 24 24
SF SS
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
Desain parameter akselerasi spektra dihitung menggunakan persamaan
SDS =
SMS (8)
SD1 =
SM1 (9)
Faktor
diperoleh dari hasil konversi dari gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
Pembuatan respon spektrum menggunakan persamaan berikut
Sa = SDS 04 06 T
To) untuk (10)
Sa = SDS untuk (11)
Sa = SD1
T untuk (12)
Sa = SD1TL
T2 untuk (13)
Nilai dan dihitung menggunakan persamaan
T0 = 02 SD1
SDS (14)
TS = SD1
SDS (15)
dimana TL = waktu transisi periode panjang
Sa = akselerasi spektra
SDS = desain parameter akselerasi respon spektra periode pendek
SD1 = desain parameter akselerasi respon spektra periode 1 detik
SMS = akselerasi respon spektra puncak periode pendek
SM1 = akselerasi respon spektra puncak periode 1 detik
Berdasarkan nilai Sa dan T dapat dibuat grafik respon spektrum seperti berikut
11
Gambar 4 Desain Respon Spektrum
Sumber ASCE 07-2010
Gambar 5 Peta Respon Spektra Percepatan 02 Detik (SS) di Batuan Dasar (SB)
untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun
Gambar 6 Peta Respon Spektra Percepatan 10 Detik (S1) di Batuan Dasar (SB)
untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
12
Desain dan Perhitungan Balok
Rumus-rumus yang digunakan pada analisis struktur balok mengacu pada RSNI
T-02-2005 dan RSNI T-12-2004
1 Tulangan lentur balok
Tegangan analitis batas baja prategang fps (untuk perhitungan kekuatan
batas nominal penampang beton prategang) harus diambil tidak melebihi fpy
Jika tidak tersedia perhitungan yang lebih tepat dan tegangan efektif pada
tendon fpe tidak kurang dari 05 fpu tegangan analitis batas baja prategang fps
dalam tendon yang terlekat penuh dapat diambil sebesar
fps= fpu (1- p
β1[ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) (16)
Jika pengaruh tulangan tekan diperhitungkan pada saat menghitung fps dengan
persamaan (16) maka nilai [ρp
fpu
fc
d
dp ω - ω ] harus diambil tidak kurang dari
017 dan nilai drsquo tidak lebih dari 015
Keterangan
p = faktor yang memperhitungkan jenis tendon prategang dengan nilai
055 untuk fpy
fpu ge 080
040 untuk fpy
fpu ge 085
028 untuk fpy
fpu ge 090
β1 = faktor tinggi blok tegangan tekan persegi ekuivalen beban dimana
β1 = 085 untuk fc le 30 MPa
β1 = 085 ndash 0008 (fc - 30) untuk fc ge 30 MPa (17)
Perencanaan momen lentur harus didasarkan pada
Mu le Mn (18)
Nilai Mn dihitung dengan persamaan
Mn = 08 Apsfps (d -a
2 ) As fy (d -
a
2 )+ (19)
Jarak antar tulangan dihitung menggunakan persamaan
Apsfps As fy = 085 fc ab (20)
2 Tulangan Geser Balok
Perencanaan tulangan geser harus didasarkan pada
u le n (21)
Dimana nilai adalah kuat geser nominal yang dihitung menggunakan
persamaan
n= c s (22)
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton pada struktur yang dibebani geser
dan lentur saja dapat dihitung menggunakan persamaan sebagai berikut
13
c= (radicf c
6) bwd (23)
Kuat geser yang disumbangkan oleh tulangan geser untuk tulangan geser yang
tegak lurus terhadap sumbu aksial komponen struktur dapat dihitung
menggunakan persamaan
s= Av fy d
s (24)
Kekuatan lentur dari balok beton bertulang sebagai komponen struktur jembatan
harus direncanakan dengan menggunakan cara ultimit atau cara Perencanaan
berdasarkan Beban dan Kekuatan Terfaktor (PBKT)
3 Kekuatan Puntir Balok
Kekuatan puntir balok harus didasarkan pada
Tu le Tn (25)
Dimana puntir nominal Tn bisa dihitung sebagai penjumlahan dari puntir nominal
yang disumbangkan oleh beton Tc dan puntir nominal yang disumbangkan oleh
tulangan Ts dengan rumus
Tn= Tc Ts (26)
Dimana
Tc= Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
(27)
Ts= fy (Asw
s) 2 Act cot t (28)
Persamaan tersebut digunakan dalam menghitung nilai kekuatan puntir nominal
tulangan dengan nilai t = 45o untuk beton non prategang dan t=375
o untuk
beton prategang
Untuk sengkang tertutup dapat dihitung Asw
sle 02
y1
fyf (29)
Tn=2AoAtfyv
scot (30)
Dengan dapat diambil sebesar 085
Gambar 7 Areal Aoh
14
Tulangan longitudinal tambahan yang diperlukan untuk menahan puntir dapat
dihitung menggunakan persamaan
Al= (At
s) ρ
h
fyv
fyt cot2 (31)
Desain dan Perhitungan Kolom
Pengaruh kelangsingan kolom dapat diabaikan untuk komponen struktur tekan tak
bergoyang apabila dipenuhi klu
r le 34- (12
M1
M2) (32)
Untuk komponen struktur tekan bergoyang pengaruh kelangsingan dapat
diabaikan apabila klu
r le 22 (33)
Beberapa persyaratan tulangan memanjang untuk kolom antara lain memiliki
luas tidak kurang dari 001 Ag dan tidak melebihi 008 Ag kecuali jika jumlah dan
penempatan tulangan mempersulit penempatan dan pemadatan beton pada
sambungan dan persilangan dari bagian-bagian komponen maka batas maksimal
rasio tulangan perlu dikurangi
Rasio tulangan spiral ρs tidak boleh kurang dari
ρs= 045 (
Ag
Ac-1)
f c
fy (34)
Software CSI Bridge
Computers and Structures Inc (CSI) Bridge merupakan salah satu software
yang dikembangkan oleh pihak CSI yang merupakan pelopor dalam
pengembangan software untuk analisis struktur dan gempa Tahap pemodelan
analisis dan desain dari struktur sebuah jembatan telah diintegrasikan dalam
software CSI Bridge untuk menciptakan perangkat komputer engineering yang
mendasar Dengan menggunakan CSI Bridge dapat didesain jembatan beton
maupan baja dengan cepat dan mudah Fitur parametric modeller memungkinkan
pengguna untuk membuat model jembatan sederhana hingga kompleks dan
membuat perubahan secara efisien dalam melakukan kontrol pada desain
(httpwwwcsiamericacomcsibridge)
Software PCA Col
PCAColumn (PCA Col) merupakan software yang dirancang untuk
mendesain dan memeriksa kapasitas penampang beton bertulang terhadap gaya
aksial dan momen lentur Bentuk penampang benton dapat berupa persegi empat
lingkaran hingga tidak beraturan dengan berbagai macam susunan dan pola
tulangan Selain itu efek kelangsingan kolom juga dapat diperhitungkan Dari
program tersebut dapat diperoleh diagram interaksi gaya aksial (P) dan momen
lentur (M) baik dalam sumbu uniaksial maupun biaksial dimana Mx dan My juga
dapat diplot terhadap sumbu biaksial dari kolom dan dinding geser yang tidak
beraturan (httppcacolumnsoftwareinformercom)
15
METODOLOGI
Waktu dan Tempat
Penelitian dilakukan pada bulan Februari ndash Juni 2013 yang diawali dengan
pengumpulan data Data penelitian diperoleh dari Satuan Kerja Pelaksanaan Jalan
Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A Struktur yang ditinjau adalah fly over
P106-P107 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425)
Gambar 8 Denah Lokasi Proyek yang Ditinjau
Proyek pembangunan jalan bebas hambatan Tanjung Priok merupakan
program strategis pemerintah dalam rangka meningkatkan kapasitas jaringan
transportasi kota Jakarta khususnya Jakarta Utara Proyek ini menjadi salah satu
upaya pengembangan Kawasan Strategis Nasional Tanjung Priok sebagai pusat
kegiatan ekspor-impor yang saat ini telah menempati peringkat ke-24 dunia untuk
arus peti kemas Jalan bebas hambatan yang dibangun berfungsi sebagai jalan
pintas untuk meningkatkan akses terhadap pelabuhan dan dalam jangka panjang
juga berfungsi sebagai penghubung ruas tol Jakarta Outer Ring Road (JORR)
dengan Jakarta Inter Urban Toll (JIUT)
Alat dan Bahan
Alat yang digunakan dalam penelitian ini adalah sebagai berikut
1 Komputer Intel CoreTM
Duo Processor T6600
2 Program CSI Bridge Versi 15 dan PCA Col
3 Program Microsoft Office Excel 2010
4 Program Autocad 2010
Bahan penelitian merupakan data sekunder berupa shop drawing Proyek Jalan
Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A yaitu data struktur P106-P107
16
Penggunaan shop drawing dikarenakan belum tersedianya data as built drawing
Data-data yang diperoleh meliputi
1 Denah dan gambar detail struktur fly over P106-P107 yang meliputi layout
fly over dimensi struktur jembatan serta gambar detail tendon dan tulangan
Struktur yang ditinjau memiliki kriteria desain sebagai berikut
a) Slab
Kuat tekan beton ( ) = 30 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic30 MPa = 2574296 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
b) PCU Girder
Kuat tekan beton ( ) = 40 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic40 MPa = 2972541 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Kuat tarik putus ( = 1860 MPa
Kuat leleh baja prategang ( ) = 1670 MPa
c) Pier Head
Kuat tekan beton ( ) = 35 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic40 MPa = 2780557 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Kuat tarik putus ( = 1860 MPa
Kuat leleh baja prategang ( ) = 1670 MPa
d) Pier
Tipe = Y Pier
Kuat tekan beton ( ) = 30 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic30 MPa = 2574296 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Tinggi pier ( ) = 22 m
Lebar pier ( = 35 m
Tebal pier ( ) = 45 m
e) Data soil investigation Bore Log (Lampiran 2)
2 Standar dan peraturan perencanaan sebagai berikut
RSNI T-02-2005 ldquoPembebanan untuk Jembatanrdquo
SNI 2833 2008 ldquoStandar Perencanaan Ketahanan Gempa untuk Jembatanrdquo
RSNI T-12-2004 ldquoPerencanaan Struktur Beton untuk Jembatanrdquo
SNI 03-3847-2002 ldquoTata Cara Perhitungan Struktur Beton untuk Bangunan
Gedungrdquo
17
Tahapan Penelitian
Tahapan penelitian tersaji dalam diagram alir sebagai berikut
Keterangan
1 Data sekunder merupakan shop drawing kontraktor PT Obayashi-Jaya
Konstruksi JO yang digunakan dalam penelitian ini sebagai acuan dalam
pemodelan jembatan
2 Peraturan dan standar perencanaan terkait dengan penelitian ini adalah Standar
Nasional Indonesia Peraturan pembebanan jembatan terdapat dalam RSNI T-
02-2005 Perencanaan ketahanan gempa untuk jembatan terdapat dalam SNI
2833 2008 Perencanaan struktur beton untuk jembatan terdapat dalam RSNI
T-12-2004
Mulai
Pengumpulan Data Penelitian dan Bahan Rujukan
Program CSI Bridge
Pemodelan
Struktur
Input
Pembebanan
Input
Spektrum Gempa
Gaya Dalam
Desain
Ulang
Tulangan
Selesai
Aman
Mu le Mn
u le n
Tu le Tn
Tidak
Ya
Gambar 9 Diagram Alir Penelitian
18
3 Program CSI Bridge digunakan untuk mempermudah dalam menganalisis
gaya dalam (internal force) yang bekerja akibat pembebanan Setelah
dilakukan pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum dapat
diperoleh nilai gaya dalam ultimit Analisis gaya dalam dilakukan dengan
membandingkan gaya dalam ultimit yang terjadi akibat pembebanan dengan
kapasitas nominal struktur fly over yang ditinjau
Pemodelan Struktur
a) Layout fly over
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri
dari 2 ruas jembatan kiri dan kanan dimana panjang 1 bentang (span)
sebesar 3575 m dengan jumlah bentang yang dianalisis sebanyak 3 span
Pendefinisian layout fly over pada program CSI Bridge dapat
menggunakan bridge wizard di menu Home
Gambar 10 Layout Line Struktur Fly Over
b) Material konstruksi dan penampang
Beton dengan = 30 MPa untuk slab dan pier
Beton dengan = 35 MPa untuk pier head
Beton dengan = 40 MPa untuk PCU Girder
Baja tulangan U39 dengan = 390 MPa
Baja tendon dengan fpy=1670 MPa dan fpu= 1860 MPa
19
Input material dilakukan pada menu Home-Bridge Wizard-Materials seperti pada
Gambar 12 berikut Sedangkan pemodelan penampang dilakukan pada menu
Components-Properties-Frame Properties-New-Frame Section Property Type
concrete-Precast U
Gambar 11 Input Material dan Penampang PCU Girder
Pendefinisian jumlah girder jarak antar girder dan tebal slab dilakukan pada
menu Components-Superstructure Deck Sections-New-Precast U Girder
Gambar 12 Penampang Superstruktur Jembatan
20
c) Jenis perletakan adalah tipe sendi-rol yang didefinisikan pada menu Home-
Bridge Wizards-Bearings
Gambar 13 Jenis Perletakan
d) Input pembebanan
Kombinasi pembebanan mengacu pada RSNI T-02-2005 Input
kombinasi pembebanan dilakukan pada menu DesignRating ndash Load
Combination ndash Add New Load Combination ndash Masukkan Load Case Name ndash
Load Case Type ndash Scale Factor ndash OK Contoh kombinasi pembebanan yang
telah diinputkan pada CSI Bridge terlihat pada gambar berikut
Gambar 14 Input Kombinasi Pembebanan
e) Input Respon Spektrum
Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 dibuat respon spektrum untuk
analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
21
CSI Bridge Respon spektrum diinputkan pada menu Loads ndash Functions ndash Respon
Spectrum ndash Add New Function ndash Pilih User ndash Masukkan Damping Ratio 005 ndash
Masukkan nilai Period dan Acceleration (Diperoleh dari hasil perhitungan
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010) ndash OK Pembuatan respon spektrum
gempa secara lebih rinci dijelaskan pada bab pembahasan
Gambar 15 Input Respon Spektrum Wilayah Jakarta
f) Hasil Gaya Dalam
Setelah pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum
struktur dapat dianalisis pada menu Analysis ndash Run Analysis ndash Pilih Load Case
yang ingin dianalisis ndash Run Analysis Hasil gaya dalam dapat ditampilkan pada
menu Home ndash Display ndash Show Bridge Superstructure Forces
Gambar 16 Contoh Momen Akibat Kombinasi Pembebanan
22
HASIL DAN PEMBAHASAN
Model Struktur Jembatan
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri dari 2
ruas jembatan kiri dan kanan dengan panjang total 10725 m Struktur terdiri dari
3 span dimana panjang satu span 3575 m Superstruktur jembatan ruas kiri terdiri
dari 4 girder dan ruas kanan terdiri dari 5 girder dengan tipe PCU dan memiliki
superelevasi sebesar 2 Struktur fly over tersebut ditopang oleh dua kolom cast
in site tipe Y-Pier dengan tinggi 22 m
Gambar 17 Pemodelan Struktur Fly Over
Gambar 19 Tampak Samping Struktur Fly Over
145 m 18 m
L total = 10725 m
Gambar 18 Tampak Depan Struktur Fly Over
23
Input Pembebanan
Pembebanan yang diinputkan pada program CSI Bridge mengacu pada
RSNI T-02-2005 (Tabel 40) mengenai Peraturan Pembebanan untuk Jembatan
dengan ragam kombinasi pada kondisi ultimit (Ultimate Limit States) sebagai
berikut
Tabel 7 Kombinasi Pembebanan
Nama
Kombinasi
Aksi
Permanen Aksi Transien Aksi Khusus
MS MA PS TD TT TB ET EW TTC
EQ-
X
EQ-
Y
ULS-1A 13 2 1 198 198 132
ULS-1B 13 2 1 198 198 132
ULS-1C 13 2 1 198 198 132
ULS-1D 13 2 1 198 198 132
ULS-4A 13 2 1 132 132
ULS-5A 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5B 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5C 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5D 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5E 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5F 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5G 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5H 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5I 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5J 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5K 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5L 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-5M 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5N 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5O 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5P 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-6A 13 2 1 198 198 1
ULS-6B 13 2 1 198 198 1
Keterangan
MS = Berat Sendiri
MA = Beban Mati Tambahan
PS = Pengaruh Prategang
TD = Beban Lajur ldquoDrdquo
TT = Beban Truk ldquoTrdquo
TB = Gaya Rem
ET = Beban Temperatur
EW = Beban Angin
TTC = Beban Tumbukan
EQ-X = Beban gempa dalam arah X
EQ-Y = Beban gempa dalam arah Y
24
Besarnya nilai beban-beban yang terjadi dapat dijabarkan dalam contoh
perhitungan sebagai berikut
1 Berat sendiri
PCU-Girder dan Slab
wc girder = 25 kNm3
wc slab = wc pier = 24 kNm3
Luas (A) girder = A satu girder x jumlah girder = 11915 m2 x 9 = 107235 m
2
A slab = tebal slab x lebar total jembatan = 025 m x (18 m+145 m) = 8125 m2
Berat girder = A girder x panjang total jembatan x wc girder
= 107235 m2 x 10725 m x 25 kNm
3
= 2875238 kN
Berat slab = A slab x panjang total jembatan x wc slab
= 10723 m2 x 10725 m x 24 kNm
3
= 2091375 kN
Pier
A pier segmen 1 = 2 m x 45 m = 9 m2
A pier segmen 2 = 20565 m2
Panjang pier segmen 1 = 7088 m
Panjang pier segmen 2 = 17147 m
Berat pier segmen 1 = A pier x panjang pier x wc pier
= 9 m2 x 7088 m x 24 kNm
3 = 153103 kN
Berat pier segmen 2 = A pier x panjang pier x wc pier
= 20565 m2 x 17147 m x 24 kNm
3
= 8463073 kN
Berat pier = 153103 kN + 8463073 kN = 9994103 kN
Total berat sendiri = Berat girder + slab + pier
= 2875238 kN + 2091375 kN + 9994103 kN
= 5966023 kN
2 Beban Mati Tambahan
Aspal
wc aspal = 22 kNm3
Tebal aspal = 75 cm
Perhitungan beban mati tambahan dengan menggunakan persamaan (1)
dapat dijabarkan sebagai berikut
Berat aspal = wcLA
= 22 kNm3 x 10725 m x (325 m x 0075 m)
= 5751281 kN
Parapet
wc parapet = 24 kNm3
A parapet = 0526 m2
Berat parapet = wcLA
= 24 kNm3 x 10725 m x 0526 m
2
= 1353924 kN
Total beban mati tambahan = berat aspal + parapet
= 5751281 kN + 1353924 kN
= 7105205 kN
25
3 Beban Lajur D
Beban Terbagi Rata (BTR)
Terdiri dari 7 kombinasi arah longitudinal dengan jumlah lajur
jembatan ruas kiri = 4 lajur dan jembatan ruas kanan = 5 lajur
Total kombinasi arah longitudinal
Jembatan Kiri = 7 x 4 = 28 kombinasi
Jembatan Kanan = 7 x 5 = 35 kombinasi
Terdiri dari 3 kombinasi dalam arah transversal dengan jarak dan
intensitas beban sebagai berikut
Jembatan Kiri
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 28 x 3
= 84 kombinasi
Jembatan Kanan
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 35 x 3
= 105 kombinasi
Nilai q dihitung menggunakan persamaan (3) untuk panjang 1 bentang gt 30 m
dimana panjang 1 span fly over = 3575 m
Contoh perhitungan nilai q sebagai berikut
q = 90 (05 15
3575 ) = 828 kPa
Gambar 20 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kiri
Gambar 21 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kanan
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
100 50
Keterangan
Keterangan
100 50
11 m 2 m 1 m 11 m 1 m 2 m 11 m
1375 m 275 m 1375 m 1375 m 1375 m 275 m 1375 m
26
Tabel 8 Kombinasi Beban ldquoDrdquo Arah Longitudinal Jembatan
Nama Span yang Dibebani Total Panjang
q (kNm2)
Kombinasi Span
1
Span
2
Span
3 Dibebani (m)
1 3575 828
2 3575 828
3 3575 828
4 715 639
5 715 639
6
7
715
10725
639
576
BTR diinputkan dalam bentuk beban garis sehingga nilai q (kNm2) dikalikan
lebar lajur yang dibebani (m)
Beban Garis Terpusat (BGT)
BGT diinputkan dalam bentuk beban titik pada program CSI Bridge sehingga nilai
intensitas p dikalikan dengan lebar lajur yang dibebani (m)
Beban garis = intensitas p x lebar lajur
= 49 kNm x 35 m
= 1715 kN
Dalam input BGT pada program digunakan faktor beban dinamis
senilai 14
4 Beban Truk ldquoTrdquo
Kendaraan truk yang digunakan adalah truk dengan berat 50 ton
Gambar 22 Input Beban Truk ldquoTrdquo
5 Gaya Rem
Gaya rem diinputkan sebagai beban titik dengan nilai sebagai berikut
Jembatan Kiri
Gaya rem per pier = nilai q terbesar x lebar lajur x panjang 1 span
jembatan x 5
27
= 9 kN
m2 x 145 m x 3575 m x 5
2 = 11663 kN
Jembatan Kanan
Gaya rem per pier = 9 kN
m2 x 18 m x 3575 m x 5
2 = 14479 kN
6 Pengaruh Temperatur
Gambar 23 Input Pengaruh Temperatur
7 Beban Angin
Diketahui
Cw = 125 (Tabel 3)
Vw = 35 ms (Tabel 2)
Ab = 198413 m2
Dengan menggunakan persamaan (4)
TE = 00006 Cw w 2Ab
= 00006 x 125 x 352 x 198413
= 18229 kN
TEW per pier = 18229 kN
4= 45573 kN
8 Tumbukan
100 kN
1
00
F
x
10o
Gambar 24 Proyeksi Tumbukan pada Pier Terhadap Sumbu X dan Sumbu Y
Fx
Fy
28
Tumbukan pada pier diinputkan sebagai beban titik dengan perhitungan sebagai
berikut
Fx = 100 kN x sin 100
= 17365 kN
Fy = 100 kN x cos 100
= 98481 kN
9 Beban Gempa
Pada penelitian ini analisis gempa dinamis dilakukan menggunakan grafik
respon spektrum Dalam pembuatan respon spektrum terlebih dahulu dilakukan
klasifikasi site (jenis tanah) lokasi yang ditinjau berdasarkan hasil penyelidikan
tanah (bore log) Dari data bore log dapat dihitung nilai rata-rata hasil uji
penetrasi standar (SPT) menggunakan persamaan (5) dengan hasil yang tertera
pada tabel berikut ini
Tabel 9 Perhitungan Nilai
Lapisan Kedalaman NSPT Tebal
(TebalSPT)
0 000 0 000 0000
1 330 2 330 1650
2 524 2 194 0971
3 723 2 198 0992
4 924 2 202 1009
5 1130 2 206 1028
6 1323 2 193 0963
7 1530 5 207 0415
8 1730 6 200 0333
9 1930 4 200 0500
10 2130 9 200 0222
11 2330 19 200 0105
12 2507 50 177 0035
13 2626 50 118 0024
14 2725 50 099 0020
15 2822 50 097 0019
16 2921 50 099 0020
17 3006 50 086 0017
3006 8324 3612
Diperoleh = 3612 dimana Σ Tebal Σ SPTfrasl yang menunjukkan bahwa jenis
tanah wilayah Tanjung Priok termasuk kelas situs E yaitu jenis tanah lunak
(Tabel 4) Selanjutnya dihitung nilai akselerasi respons spektra puncak untuk
periode pendek dan periode 1 detik dan desain akselerasi respon spektra
29
Gambar 25 (a) Peta Percepatan Puncak (PGA) wilayah Jakarta
(b) Peta Respon Spektra 02 detik (Ss) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
(c) Peta Respon Spektra 1 detik (S1) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
PGA (Peak Ground Acceleration) merupakan percepatan maksimum yang
menunjukkan intensitas daripada pergerakan lapisan tanah Berdasarkan Gambar 8
dapat diketahui bahwa wilayah yang ditinjau (Tanjung Priok Jakarta Utara)
memiliki nilai PGA 03 ndash 04 g Pendekatan angka menggunakan skala batas atas
dari nilai yang diketahui sehingga diambil nilai 04 g Wilayah Jakarta terdapat
pada zona dengan nilai respon spektra 02 detik probabilitas terlampaui 2 dalam
50 tahun (Ss) = 07 g dan nilai respon spektra 1 detik probabilitas terlampaui 2
dalam 50 tahun (S1 ) = 03 g Kemudian dengan interpolasi nilai Ss dan S1
menggunakan Tabel 5 amp 6 untuk tanah kelas E diperoleh nilai Fa dan Fv berturut-
turut sebesar 13 dan 28
Akselerasi respons spektra puncak periode pendek (SMS) dapat dihitung
dengan persamaan (6) sehingga SMS = 13 x 07 = 091 Akselerasi respons
spektra puncak periode 1 detik (SM1) dapat dihitung dengan persamaan (7)
sehingga SM1 = 28 x 03 = 084 Selanjutnya desain parameter akselerasi respon
spektra periode pendek dapat dihitung dengan persamaan (8) sehingga SDS =
091 = 07963 dan nilai desain parameter respon spektra periode 1 detik dapat
dihitung dengan persamaan (9) sehingga SD1 =
084 = 07350 Faktor
diperoleh dari konversi penggunaan peta gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
karena struktur yang ditinjau merupakan jembatan khusus dengan umur rencana
100 tahun Nilai Sa dihitung menggunakan persamaan 10-13 yang hasilnya
disajikan pada Tabel 10 Nilai T dan Sa diplot membentuk grafik respon spektrum
untuk analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
CSI Bridge
30
Tabel 10 Akselerasi Spektrum Gempa Wilayah Jakarta
T (det) Sa T (det) Sa
00000 03185 2 03675
01846 07963 21 03500
09231 07963 22 03341
1 07350 23 03196
11 06682 24 03063
12 06125 25 02940
13 05654 26 02827
14 05250 27 02722
15 04900 28 02625
16 04594 29 02534
17 04324 3 02450
18 04083 31 02371
19 03868 32 02297
Gambar 26 Grafik Respon Spektrum Wilayah
Jakarta Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010
Hasil Gaya Dalam (Internal Force)
a) Berat Sendiri
Kontrol perhitungan manual
Diketahui
Ag satu girder = 11915 m2
frsquoc girder = 40 MPa
wc girder = 25 kNm3
Tebal slab = 25 cm
frsquoc slab = 30 MPa
wc slab = 24 kNm3
Perhitungan
q slab = tebal slab x spasi antar girder x wc slab
= 025 m x 3567 m x 24 kNm3
= 21402 kNm
q girder = Ag girder x wc girder
= 11915 m2 x 25 kNm
3
= 29788 kNm
M girder = 1
8 q L2
= 1
8 29788 kN mfrasl 35
2 m
= 456129 kN-m
M slab = 1
8 q L2
= 1
8 21402 kN mfrasl 35
2 m
= 327718 kN-m
M girder + M slab = 456129 + 327718 = 783847 kN-m
31
Perhitungan momen secara manual dibandingkan dengan hasil yang ditampilkan
pada program CSI Bridge
Gambar 27 Hasil Momen Akibat Berat Sendiri pada Jembatan
Jembatan kiri terdapat 4 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 4 = 3135388 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min+M max = 28019386 kN-m + 7949228 kN-m
= 28814308 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
Jembatan kanan terdapat 5 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 5 = 3919235 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min + M max = 3494893 kN-m + 9915171 kN-m
= 35940447 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
b) Ultimate Limit States (ULS)
Kombinasi pembebanan yang menghasilkan gaya dalam maksimum
sepanjang jembatan adalah kombinasi ULS-5I (Tabel 7)
Gambar 28 Hasil Gaya Dalam Akibat Kombinasi Pembebanan ULS 5-I
32
c) Kontrol Lendutan
Lendutan maksimum yang diizinkan adalah L
800 =
35750 mm
800 = 4469 mm
sedangkan lendutan yang terjadi pada fly over dari program CSI Bridge
adalah 213 mm sehingga struktur dikatakan aman
Perhitungan Tendon
Dalam perhitungan tendon dan tulangan digunakan momen maksimal yang
terjadi pada penampang yang ditinjau
Tendon pada girder
Data Tendon
D tendon = 05 inchi = 127 mm = 00127 m
Ast = 987 mm2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Girder
Ag (Ax) = 11915 m2
Iz = 04204 m4
yt = 097 m
yb = 088 m
eb = 058 m
-Menghitung gaya prategang P
M berat sendiri = 801826 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 188156 kN-m
M beban hidup = 510983 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 1500965 kN-m
P2=
MybIz
-σb
1
Ax
ebybIz
P2=
150096 x 088
04204 3000
1
11915
058 x 088
04204 = 1384018 kN
Gambar 29 Deformasi yang Terjadi pada Struktur Akibat Beban Hidup
33
P1= Ast x x f u
= 00000987 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl = 110149 kN
Jumlah tendon yang diperlukan= P2
P1= 1384018 kN
110149 kN=125 tendon
Jumlah tendon eksisting = 110 tendon
Jumlah tendon hasil perhitungan yang melebihi tendon eksisting dapat disebabkan
karena perbedaan penggunaan jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo Perhitungan yang
dilakukan menggunakan semua kemungkinan kombinasi baik dalam arah
longitudinal maupun transversal jembatan (sub bab input pembebanan) Selain itu
dapat juga dikarenakan perbedaan dalam pemodelan panjang girder yang
menyebabkan terjadinya kelebihan momen
Tendon pada pier head
Data Tendon
D tendon = 06 inchi = 1524 mm = 0015 m
Ast = 1387 mm2 = 00001387 m
2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Pier Head
Ag (Ax) = 128765 m2
Iz = 6967 m4
yt = 139 m
yb = 123 m
et pada momen maksimal = 04396 m
et pada penampang kritis = 0702 m
-Menghitung P menggunakan Momen Pada Penampang Kritis (Mcr)
M berat sendiri = 41612388 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 7073499kN-m
M beban hidup = 14947156 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 63633043 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
63633043 x 139
3000
1
12875
0702 x 139
6967 = 40860556 kN
P1= Ast x x f u
= 00001387 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl =154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=
40860556 kN
154789 kN= 264 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
34
Berdasarkan jumlah tendon eksisting yang melebihi tendon yang diperlukan
dapat diasumsikan bahwa pier head tersebut tidak didesain menggunakan momen
pada penampang kritis (Mcr) Pada saat dibebani retak terjadi pada perubahan
geometri atau pada penampang kritis sehingga pada umumnya desain cukup
menggunakan Mcr yang nilainya lebih kecil daripada momen maksimal
-Menghitung P menggunakan Momen Maksimal (Mmax)
M berat sendiri = 57265256 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 8941951kN-m
M beban hidup = 20374506 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 86581713 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
865817123 x 139
6967 3000
1
12875
x 139
6967 = 86320521 kN
P1= 154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=86320521 kN
154789 kN= 558 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
Dengan menggunakan momen maksimum yang terjadi pada pier head hasil
perhitungan jumlah tendon yang diperlukan mendekati jumlah tendon eksisting
sehingga dapat diasumsikan struktur tersebut didesain menggunakan momen
maksimum Penggunaan momen maksimum yang terjadi menyebabkan
penambahan jumlah tendon dalam desain
Jumlah tendon eksisting Jumlah tendon yang diperlukan OK
Perhitungan Tulangan
Slab
-Tulangan Lentur Positif
Momen di lapangan Mu pada slab = 10333 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d = ndash drsquo= 250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
10333
08=12916 kN-m
Faktor tahanan momen = Mnx10
6
bd2 =
12916 x106
1000 x 2102= 2929
35
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2929
085 x 30 = 00079
ρmin
= 25 x 14
fy= 25 x
14
390= 0000897
Digunakan = 00079 sehingga
As= ρ b d = 00079 x 1000 mm x 210 mm = 167983 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 167983 mm2
= 1687 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
-Tulangan Lentur Negatif
Momen di tumpuan Mu pada slab = 9504 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d ndash drsquo=250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
9504
08=1188 kN-m
Faktor tahanan momen Rn=Mnx10
6
bd2 =
1188 x106
1000 x 2102= 2694
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2694
085 x 30 = 00073
ρmin
= 25 x 14
fy=25 x
14
390= 0000897
Digunakan ρ = 00073 sehingga
As= ρ b d = 00073 x 1000 mm x 210 mm =153652 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
36
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 153652 mm2
= 18443 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
- Tulangan Geser
Gaya geser Vu pada slab = 35306 kN
Kuat geser nominal yang disumbangkan oleh slab
c=
(
radicf
rsquoc
6
)
bwd =(radic30
6) 1000 x 210 = 19170289 kN
Vc = 06 x = 11502174 kN
u c tidak dibutuhkan tulangan geser
Girder
-Tulangan Lentur
Mu = 24895989 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 13 mm dengan jumlah 8 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 8 =
1
4 314 13
2 x 8 = 106132 mm2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan
(16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fcrsquo
d
dp ω- ωrsquo ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
10857 mm2
fps = 1860 (1 04
077 [00091
1860
40 2050
1800 (00414 00335 ])
= 18599 MPa
Menghitung lebar efektif Be
Diketahui tebal slab ho = 25 cm
Lebar efektif diambil nilai terkecil dari L
4 =
3575 m
4= 894 m
Jarak antar girder s = 3567 m
12 = 12 x 025 = 3 m Diambil Be = 3 m
Eslab = 2574296 MPa
Egirder = 2972541 MPa
n = Eslab
Egirder
= 2574296 MPa
2972541 MPa= 087
Sehingga Be = n x 3 m = 087 x 3 m = 261 m = 2610 mm
37
h = h girder + h slab = 250 + 1850 = 2100 mm
tebal selimut beton drsquo = 50 mm
d = h ndash drsquo
= 2100 mm ndash 50 mm = 2050 mm
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
Aps fps As fy = 085 fcrsquoab
10857 mm2
x 18599 MPa+106132 mm2 x 390 MPa = 085 x 40 MPa x a x
2610 mm
a = 23223 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16)
dengan nilai = 08 adalah sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d-a
2) As fy (d-
a
2)+
= 08 x 10857 mm2 x 18599 MPa (2050 mm-
23223 mm
2) +
106132 mm2
x 390 MPa (2050 mm-23223 mm
2)
= 31242337 kN-m + 640371 kN-m
= 31882709 kN-m
Mn = 31882709 kN-m gt Mu = 24720615 kN-m (OK memenuhi syarat)
Cara yang telah dijabarkan diatas merupakan cara mendesain kekuatan
lentur balok prategang dengan pendekatan trial and error diameter tulangan dan
jumlah tulangan dalam Nawy (2001) Dengan menggunakan pendekatan tersebut
terlebih dahulu dilakukan pemeriksaan terhadap tulangan eksisting menggunakan
data sekunder Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa kapasitas momen
nominal yang disumbangkan oleh tendon Mn tendon lebih besar daripada
momen ultimit yang terjadi Mu akibat pembebanan sehingga momen cukup
ditahan oleh tendon (tidak dibutuhkan tulangan lentur) Tulangan eksisting yang
digunakan merupakan tulangan susut yang berfungsi mencegah terjadinya retak
pada beton
tulangan susut = 00018 x luas penampang girder Ag
= 00018 x 11915 m2
= 00021447 m
2
Digunakan D-13 sehingga = 21447 mm2
1
4 d
2=
21447 m2
1
4 13
2= 16 lt n eksisting = 40
Menurut SNI 03-2847-2002 tentang Tata Cara Perhitungan Struktur Beton
untuk Bangunan Gedung jumlah tulangan susut dan suhu harus dipasang dengan
jarak tidak lebih dari lima kali tebal plat atau 450 mm Jarak maksimum antara
tulangan susut eksisting = 330 mm (lt 450 mm) sehingga tulangan tersebut dari
segi jumlah dan jarak antar tulangan memenuhi syarat
-Tulangan Geser
Girder di tumpuan
Ag = 2682500 mm2
h = 1850 mm
d = h-drsquo= 1850 mm ndash 50 mm = 1800 mm
bw = 1000 mm
38
Gaya geser di tumpuan = 300256 kN dan gaya aksial = 420053 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 420053
14 x 2682500 mm2 ) (
radic40
6) 1000 mm x 1800 mm
= 2109587 kN
c = 06 x 2109587 kN = 1265752 kN u = n
= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit
yang terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (300256 kN ndash (06 x 2109587 kN))06 = 2894674 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av = 2894674 x 103
390 MPa x 1800 mm
mm
= 515433 mm2
Digunakan D-22 sehingga n= Av
1
4 D2
= mm2
1
4 22
2=136 2 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 7 OK
Girder di lapangan
Ag = 1191500 mm2
h = 1850 mm
tulangan utama dan tulangan geser = D 13
d = h - drsquo- 13 - 05 x 13 = 17805 mm
= 1850 ndash 50 ndash 13 ndash (05 x 13) = 17805 mm
bw = 600 mm
Gaya geser di lapangan =193044 kN dan gaya aksial = 274113 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 274113
14 x 1191500 mm2 ) (
radic40
6) 600 mm x 17805 mm
= 1311133 kN
c= 06 x 1311133 kN = 78668 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang
terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
39
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (193044 kN ndash (06 x 1311133 kN))06 = 1906273 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av= 1906273 kN x 10
3
390 MPa x 17805 mm
150 mm
= 411784 mm2
Digunakan D-13 sehingga n= Av
1
4 D2
= 411784 mm2
1
4 13
2= 3103 4 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 4 OK
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 5215433 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Girder dianggap sebagai penampang berongga dinding tipis sehingga besar
modulus puntir = 2 Ambw dimana adalah girder
Jt = 2 x 1191500 mm2 x 2610 mm
= 6219630000 mm3
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 6219630000 (03 radic )radic1 10 1034
= 190101E+11 N-mm = 19010103 kN-m
Tc = 06 x 19010103 kN-m = 11406062 kN-m
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa nilai lebih besar dari sehingga
beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan torsi)
Pier Head
-Tulangan Lentur
Mu = 93134113 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 19 mm dengan jumlah 32 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 25=
1
4 314 x19
2 x 32 = 906832 mm
2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan (16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
Aps = 79059 mm2
fps = 1860 (1 04
081 [00061
1860
35 2520
1670 (00131 00196 ])
588537 MPa
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
40
Aps fps As fy= 085 fc ab
79059 mm2 x 588537 MPa + 906832mm
2 x 390 MPa = 085 x 35 MPa x a x
4500 mm
a = 373974 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16) dengan nilai
= 08 dapat dijabarkan sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d -a
2) As fy (d -
a
2)+
= 08 x 79059 mm2 x 588537 MPa (2520 mm-
373974 mm
2) +
906832 mm2 x 390 MPa (2520 mm-
373974 mm
2)
= 86842499 kN-m + 66008303 kN-m
= 108290509 kN-m
Mn = 93443330 kN-m gt Mu = 93134113 kN-m (OK memenuhi syarat)
-Tulangan Geser
Ag = 12876500 mm2
h = 2620 mm
d = h - d = 2620 mm ndash 100 mm = 2520 mm
= 4500 mm
Gaya geser u di tumpuan = 2011783 kN dan gaya aksial = 241249 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicf c
6) bwd
= (1 241249 kN
14 x 12876500 mm2 ) (
radic35
6) 4500 mm x 2520 mm
= 1118154 kN
c = 06 x 1118154 kN = 6708924 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa tahanan geser yang disumbangkan
oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang terjadi
sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (2011783 kN ndash 6708924 kN)06 = 1676113 kN
s = Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan
Av= s
fy x d
s
Av= 1676113 kN x 10
3
390 MPa x 2520 mm
125 mm
= 2131808 mm2
Digunakan D-16 sehingga n= Av
1
4 D2
= 2131808 mm2
1
4 16
2=106 11 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 8-D16 dan 2-D25 OK
41
Selisih jumlah tulangan D-16 antara hasil perhitungan dengan eksisting sebanyak
3 tulangan telah ditutupi dengan penggunaan 2 tulangan D-25 pada eksisting
sehingga tulangan tersebut dikatakan memenuhi syarat
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 1617885 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Untuk penampang segiempat masif modulus puntir Jt= 04x2y
Jt = 04 x 45002 mm x 2620 mm
= 21222 x 106 Nmm = 21222 kN-m
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 21222 x 106 Nmm (03 radic35 MPa)radic1
10 x 1034 MPa
35
= 6485 x 1011
N-mm = 648487513 kN-m
Tc= 06 x 648487513 kN-m = 389092507 kN-m
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa nilai Tc lebih besar dari Tu
sehingga beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan
torsi)
Pemeriksaan Kolom
Struktur kolom tidak hanya menerima beban aksial vertikal tetapi juga
momen lentur sehingga analisis kolom diperhitungkan untuk menyangga beban
aksial desak dengan eksentrisitas tertentu (Nasution 2009) Pada penelitian ini
analisis kolom dilakukan menggunakan program PCA Col untuk memeriksa
kapasitas tulangan eksisting terhadap beban yang bekerja pada struktur Beban
aksial dan momen yang diinputkan diperoleh dari program CSI Bridge Analisis
kolom dilakukan pada pier segmen 1 dan pier segmen 2 yang masing-masing
memiliki dimensi dan susunan tulangan yang berbeda
Gambar 30 Pemodelan Pier
Pier Segmen 1
Pier
Segmen 2
42
Pier Segmen 1
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1 dimana
aksial (P) maksimum 4181749 kN yang menghasilkan M33 sebesar 920863 kN-m
dan M22 sebesar 796380 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu M33 maksimum
sebesar 1862805 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar 218102 kN- m dan aksial
(P) sebesar 4326789 kN
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1
Dari data yang telah diinputkan diperoleh diagram interaksi seperti pada
Gambar 30 Terlihat baik pada kombinasi 1 dan 2 beban masih berada di area
tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan bahwa kombinasi pembebanan
mampu ditahan oleh pier sehingga pier dikatakan aman terhadap beban yang
bekerja
Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1
43
Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2
Pier Segmen 2
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1
dimana aksial (P) maksimum 629513 kN yang menghasilkan M33 sebesar
38634 kN-m dan M22 sebesar 74265 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu
M33 maksimum sebesar 248387 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar
73617 kN-m dan aksial (P) sebesar 721377 kN
Berdasarkan data yang inputkan diperoleh diagram interaksi pier untuk pier
segmen 2 sebagai berikut
Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
ludul Skripsi Analisis Struktur PI06-PI07 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425) lalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A terhadap Beban Gempa
Nama Yesy Ratna Sari NIM F44090005
Disetujui oleh
Pembimbing I Pembimbing II
Muhammad Fauzan ST MT
Diketahui oleh
STP MA
Tanggal Lulus 12 S ~E~ 204
PRAKATA
Puji syukur ke hadirat Tuhan Yang Maha Esa atas segala karunia-Nya
sehingga karya ilmiah ini berhasil diselesaikan Penelitian dengan judul Analisis
Struktur P106-P107 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A terhadap Beban Gempa ini telah dilaksanakan pada
bulan Februari hingga Juni 2013
Dengan telah selesainya penelitian dan tersusunnya skripsi ini penulis
menyampaikan terima kasih yang sebesar-besarnya kepada
1 Dr Ir Erizal MAgr sebagai dosen pembimbing pertama yang telah senantiasa
memberikan arahan dan bimbingan selama masa studi serta dalam
penyelesaian skripsi ini
2 Muhammad Fauzan ST MT sebagai dosen pembimbing kedua yang telah
banyak memberikan ilmu dalam bidang struktur jembatan serta memberikan
kesempatan dan pengalaman bekerja sebagai tim di MFA
3 Sutoyo STP MSI sebagai dosen penguji yang telah memberikan masukan
yang sangat bermanfaat
4 Staf laboratorium dan tata usaha Departemen Teknik Sipil dan Lingkungan
yang telah banyak membantu dalam bidang administrasi dan perkuliahan
5 Kedua orang tua beserta keluarga yang selalu mendukung dan memberikan
semangat kepada penulis
6 Teman-teman satu bimbingan dan satu tim Sisca Fahril Hafiz Qori Rafdi
dan Anti serta seluruh SIL 46 yang senantiasa menyemangati dan
menginspirasi satu sama lain
7 Teman-teman SIL 45 yang telah banyak memberi masukan serta teman-teman
SIL 47 atas kerja sama dan kebersamaannya
8 Pihak-pihak lain yang tidak dapat disebutkan satu persatu atas segala bantuan
dan dukungan yang telah diberikan
Semoga karya ilmiah ini dapat bermanfaat dan memberikan kontribusi
nyata terhadap perkembangan ilmu pengetahuan di bidang Teknik Sipil dan
Lingkungan
Bogor Februari 2014
Yesy Ratna Sari
DAFTAR ISI
DAFTAR TABEL i
DAFTAR GAMBAR i
DAFTAR LAMPIRAN ii
DAFTAR NOTASI ii
PENDAHULUAN 1
Latar Belakang Perumusan Masalah 2
Tujuan dan Manfaat Penelitian 2
Ruang Lingkup Penelitian 2
TINJAUAN PUSTAKA 3
Jembatan 3
Beton Prategang (Prestressed Concrete) 3
Standar Perencanaan Jembatan 5
Pembebanan Pada Jembatan 5
Desain dan Perhitungan Balok dan Kolom 12
Software CSI Bridge dan PCA Col 14
METODOLOGI 15
Waktu dan Tempat 15
Alat dan Bahan 15
Tahapan Penelitian 17
Pemodelan Struktur 18
HASIL DAN PEMBAHASAN 22
Model Struktur Jembatan 22
Input Pembebanan 23
Hasil Gaya Dalam (Internal Force) 30
Perhitungan Tendon 32
Perhitungan Tulangan 34
Pemeriksaan Kolom 41
SIMPULAN DAN SARAN 45
DAFTAR PUSTAKA 46
LAMPIRAN 47
DAFTAR TABEL
Tabel 1 Berat Jenis untuk Beban Mati (kNm3) 6 Tabel 2 Faktor Beban Akibat Beban Angin 8 Tabel 3 Koefisien Seret 8 Tabel 4 Penentuan Kelas Situs Tanah 9 Tabel 5 Nilai Koefisien Fa 10 Tabel 6 Nilai Koefisien Fv 10 Tabel 7 Kombinasi Pembebanan 23 Tabel 8 Kombinasi Beban ldquoDrdquo Arah Longitudinal Jembatan 26
Tabel 9 Perhitungan Nilai 28 Tabel 10 Akselerasi Spektrum Gempa Wilayah Jakarta 30
DAFTAR GAMBAR
Gambar 1 Data Episenter Gempa Utama di Indonesia dan Sekitarnya untuk
Magnituda M ge 5 yang Dikumpulkan dari Berbagai Sumber dalam
Rentang Waktu 1900-2009 1 Gambar 2 Contoh Struktur Sebuah Jembatan 3 Gambar 3 Konsep Perbedaan Beton Bertulang (Reinforced Concrete) dan
Beton Prategang (Prestressed Concrete) 4 Gambar 4 Desain Respon Spektrum 16 Gambar 5 Peta Respon Spektra Percepatan 02 Detik (SS) di Batuan Dasar
(SB) untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun 11 Gambar 6 Peta Respon Spektra Percepatan 10 Detik (S1) di Batuan Dasar
(SB) untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun 11 Gambar 7 Areal Aoh 13
Gambar 8 Denah Lokasi Proyek yang Ditinjau 15 Gambar 9 Diagram Alir Penelitian 17 Gambar 10 Layout Line Struktur Fly Over 18 Gambar 11 Input Material dan Penampang PCU Girder 19 Gambar 12 Penampang Superstruktur Jembatan 19 Gambar 13 Jenis Perletakan 20 Gambar 14 Input Kombinasi Pembebanan 20
Gambar 15 Input Respon Spektrum Wilayah Jakarta 21 Gambar 16 Akibat Kombinasi Pembebanan 21 Gambar 17 Pemodelan Struktur Fly Over 22
Gambar 18 Tampak Depan Struktur Fly Over 22
Gambar 19 Tampak Samping Struktur Fly Over 22
Gambar 20 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kiri 25 Gambar 21 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kanan 25
Gambar 22 Input Beban Truk ldquoTrdquo 26 Gambar 23 Input Pengaruh Temperatur 27 Gambar 24 Proyeksi Tumbukan pada Pier Terhadap Sumbu X dan Sumbu Y 27 Gambar 25 Peta Gempa untuk wilayah Jakarta 29 Gambar 26 Grafik Respon Spektrum Wilayah Jakarta Berdasarkan Peta Hazard
Gempa 2010 30 Gambar 27 Hasil Momen Akibat Berat Sendiri pada Jembatan 31
Gambar 28 Hasil Gaya Dalam Akibat Kombinasi Pembebanan ULS-5I 31
Gambar 29 Deformasi yang Terjadi pada Struktur Akibat Beban Hidup 32 Gambar 30 Pemodelan Pier 41
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1 42 Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1 42 Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2 43 Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2 43 Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1 44 Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2 44
DAFTAR LAMPIRAN
Lampiran 1 Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau Lampiran 2 Grafik Bore Log
Lampiran 3 Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier Lampiran 4 Layout Tendon U Girder Tipe F Lampiran 5 Layout Tendon Pier Head
Lampiran 6 Tulangan Deck Slab U Girder
Lampiran 7 Tulangan Girder Tipe F
Lampiran 8 Tulangan Pier Head
Lampiran 9 Tulangan Pier
DAFTAR NOTASI
a = tinggi blok tegangan tekan persegi ekivalen beton dalam analisis
kekuatan batas penampang beton bertulang akibat lentur
A = luas penampang m2
Ag = luas brutto penampang mm2
Aps = luas tulangan prategang dalam daerah tarik mm2
As = luas tulangan tarik non-prategang mm2
Av = luas tulangan geser dalam daerah sejarak s atau luas tulangan geser yang
tegak lurus terhadap tulangan lentur tarik dalam suatu daerah sejarak s
pada komponen struktur lentur tinggi mm2
b = lebar dari muka tekan komponen struktur mm
bw = lebar badan balok atau diameter dari penampang bulat mm
d = jarak dari serat tekan terluar ke pusat tulangan tarik mm
drsquo = tebal selimut beton mm
e = eksentrisitas (mm)
Ec = modulus elastisitas beton MPa
Es = modulus elastisitas tulangan MPa
f crsquo = kuat tekan beton yang disyaratkan pada umur 28 hari MPa
fpu = kuat tarik baja prategang MPa
fpe = tegangan tekan dalam beton akibat gaya prategang efektif saja (setelah
memperhitungkan semua kehilangan prategang) pada serat terluar dari
penampang dimana tegangan tarik terjadi akibat beban luar MPa
fs = tegangan dalam tulangan yang dihitung pada beban kerja
MPa
fy = tegangan leleh yang disyaratkan dari tulangan non-prategang
h = tinggi total komponen struktur mm
I = momen inersia penampang (mm4)
Jt = modulus puntir yang besarnya bisa diambil sebesar 04x2y
untuk penampang segiempat masif atau sebesar 04Σx2y untuk
penampang masif berbentuk T L atau I atau sebesar 2Ambw untuk
penampang berongga dinding tipis di mana Am adalah luas yang
dibatasi garis median dinding dari lubang tunggal (mm2)
L = panjang bentang jembatan m
Mcr = momen yang menyebabkan terjadinya retak lentur pada penampang
akibat beban luar
Mn = kekuatan momen nominal penampang Nmm
Mu = momen terfaktor akibat kombinasi pengaruh gaya luar yang terbesar
pada penampang Nmm
Nn = kekuatan aksial tekan penampang N
Nu = beban aksial terfaktor akibat kombinasi pengaruh gaya luar yang
terbesar yang tegak lurus pada penampang diambil positif untuk tekan
negatif untuk tarik dan memperhitungkan pengaruh dari tarik akibat
rangkak dan susut
Rn = besaran ketahanan atau kekuatan nominal dari penampang komponen
struktur
s = spasi dari tulangan geser atau puntir dalam arah paralel dengan tulangan
longitudinal mm
Tc = kuat puntir nominal yang disumbangkan oleh beton
Tn = kuat puntir nominal dari penampang komponen struktur
Ts = kuat puntir nominal yang disumbangkan oleh tulangan puntir
Tu = momen puntir terfaktor akibat kombinasi pengaruh gaya luar yang
terbesar pada penampang
Vc = kuat geser nominal yang disumbangkan oleh beton
Vn = kuat geser nominal dari penampang komponen struktur
Vs = kuat geser nominal yang disumbangkan oleh tulangan geser
Vu = gaya geser terfaktor akibat kombinasi pengaruh gaya luar yang terbesar
pada penampang
wc = berat jenis beton (kNm3)
W = berat komponen (kN)
x = dimensi terpendek bagian segiempat dari suatu penampang
y = dimensi terpanjang bagian segiempat dari suatu penampang
y = jarak tendon terhadap dimensi terluar dari beton
β1 = faktor tinggi blok tegangan tekan persegi ekivalen beban
ρ = rasio tulangan tarik non-prategang
ρrsquo = rasio tulangan tekan non-prategang
ρmin = rasio tulangan minimum terhadap luas penampang beton
ρb = rasio tulangan yang memberikan kondisi regangan yang seimbang
wc = berat jenis beton (kNm3)
= faktor reduksi kekuatan
σ = tegangan tendon prategang (MPa)
ω = indeks tulangan tarik non-prategang yang adalah = ρfyfcrsquo
ωrsquo = indeks tulangan tekan yang adalah = ρrsquofyfcrsquo
p = faktor yang memperhitungkan jenis tendon prategang
1
PENDAHULUAN
Dewasa ini peningkatan aktivitas perekonomian secara tidak langsung
semakin menuntut dibutuhkannya jaringan transportasi yang baik guna
memperlancar arus barang dan jasa Pesatnya perkembangan ilmu pengetahuan
dan teknologi juga telah menjadi salah satu faktor pendorong kemajuan di bidang
infrastruktur Dalam jaringan transportasi fungsi jalan dan jembatan sebagai
penghubung sebuah sistem memegang peranan yang sangat penting
Pembangunan Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok merupakan salah satu
contoh pentingnya jaringan jalan dalam sebuah sistem transportasi Struktur jalan
tol yang dibangun memerlukan perencanaan yang matang dari berbagai aspek
agar dapat memenuhi kebutuhan lalu lintas Sebuah jalan tol direncanakan
berdasarkan kebutuhan volume kendaraan yang melintas faktor daya dukung
tanah serta koneksi antar ruas jalan tol lainnya
Perencanaan struktur bangunan saat ini secara umum telah memasukkan
faktor gempa untuk menciptakan suatu struktur yang aman dan terhindar dari
kerusakan-kerusakan fatal akibat gempa Mengingat Indonesia terletak pada zona
tektonik yang sangat aktif ketahanan struktur bangunan terhadap gempa menjadi
sebuah hal yang perlu diperhitungkan Seperti halnya Jepang dan California
Indonesia termasuk dalam wilayah yang sangat rawan bencana gempa bumi Hal
ini dikarenakan tiga lempeng besar dunia dan sembilan lempeng kecil lainnya
saling bertemu di wilayah Indonesia serta membentuk jalur-jalur pertemuan
lempeng yang kompleks Keberadaan interaksi antar lempeng-lempeng tersebut
menempatkan Indonesia sebagai wilayah rawan gempa Dalam 6 tahun terakhir
diantaranya tercatat beberapa bencana gempa besar yang terjadi di wilayah Aceh
Nias Yogya dan Padang yang menyebabkan keruntuhan infrastruktur dan korban
jiwa
Gambar 1 Data Episenter Gempa Utama di Indonesia dan Sekitarnya untuk
Magnituda M ge 5 yang Dikumpulkan dari Berbagai Sumber dalam Rentang
Waktu 1900-2009
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
2
Latar Belakang
Suatu struktur yang dibangun perlu didesain sesuai dengan kriteria standar
perencanaan serta tahan terhadap beban gempa mengingat Indonesia terletak pada
zona tektonik yang aktif Perencanaan struktur tahan gempa sangat penting untuk
menciptakan struktur yang aman dan terhindar dari kerusakan-kerusakan fatal
akibat gempa
Perumusan Masalah
Berdasarkan kriteria standar perencanaan dan peta gempa terbaru perlu
dilakukan analisis terhadap struktur yang ditinjau dengan mengacu pada Peta
Hazard Gempa 2010 Pada penelitian ini dilakukan analisis struktur P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
Analisis dilakukan dengan membandingkan gaya dalam yang terjadi akibat
pembebanan terhadap kapasitas nominal dari struktur tersebut
Tujuan Penelitian
Tujuan dari penelitian ini adalah menganalisis struktur fly over P106-P107
(Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok seksi E2-A
terhadap beban gempa Hasil analisis yang berupa perhitungan jumlah tendon dan
tulangan kemudian dibandingkan dengan kondisi eksisting
Manfaat Penelitian
Manfaat dari penelitian ini adalah dapat mengaplikasikan ilmu pengetahuan
di bidang teknik sipil dan lingkungan
Ruang Lingkup Penelitian
Penelitian ini dilakukan dengan beberapa ruang lingkup sebagai berikut
1 Analisis dilakukan pada struktur P106-P107 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425)
Jenis pembebanan yang termasuk ke dalam analisis adalah berat sendiri
beban mati tambahan beban lalu lintas prategang suhu gaya rem tumbukan
beban angin dan beban gempa
2 Struktur fly over yang ditinjau adalah slab girder pier head dan pier
3 Analisis ketahanan gempa dilakukan dengan mengacu pada Peta Hazard
Gempa Indonesia 2010 menggunakan metode analisis gempa dinamis
4 Pemodelan struktur dan analisis gaya dalam dilakukan menggunakan program
CSI Bridge Versi 15
5 Analisis dilakukan dengan membandingkan jumlah tendon dan tulangan hasil
evaluasi dengan kondisi eksisting
3
TINJAUAN PUSTAKA
Jembatan
Jembatan merupakan salah satu infrastruktur yang berperan penting dalam
kehidupan manusia Jembatan juga menjadi elemen kunci dalam sebuah sistem
transportasi karena merupakan pengontrol kapasitas daripada sistem tersebut baik
dari segi berat maupun volume lalu lintas Berdasarkan bahan konstruksinya
jembatan dapat dibedakan menjadi beberapa macam antara lain jembatan kayu
jembatan beton bertulang jembatan beton prategang jembatan baja dan jembatan
komposit Penggunaan bahan penyusun jembatan tergantung daripada kebutuhan
desain konstruksi (Supriyadi dan Muntohar 2007)
Secara umum struktur suatu jembatan dapat dibagi menjadi 2 bagian yaitu
struktur atas dan struktur bawah Struktur atas (superstructure) merupakan bagian
yang menerima beban langsung yang meliputi berat sendiri beban mati beban
mati tambahan beban lalu-lintas dan beban lingkungan Struktur atas jembatan
umumnya meliputi slab lantai kendaraan girder balok diafragma dan tumpuan
(bearing) Struktur bawah (substructure) jembatan berfungsi memikul seluruh
beban struktur atas dan beban lain yang ditimbulkan oleh lingkungan untuk
disalurkan ke dalam tanah Struktur bawah terdiri dari kolom (pier) pile cap dan
pondasi (Barker and Pucket 2007)
Gambar 2 Contoh Struktur Sebuah Jembatan
Sumber httpenblogunikomacidbridge-structure694
Beton Prategang (Prestressed Concrete)
Beton memiliki kuat tekan yang tinggi namun lemah terhadap kuat tarik
Gaya tarik yang bekerja tersebut dapat menyebabkan retak (crack) dan patah
Beton polos (unreinforced concrete) hanya dapat digunakan pada kasus material
mengalami beban tekan atau pada kondisi tegangan tarik yang sangat rendah
sehingga beton perlu diperkuat dengan tulangan baja yang memiliki kuat tarik
tinggi Pada beton bertulang retak dan defleksi pada dasarnya tidak dapat kembali
apabila komponen struktur tersebut telah mencapai kondisi batas pada saat
mengalami beban kerja Karena rendahnya kapasitas tarik pada beton maka retak
lentur terjadi pada taraf pembebanan yang masih rendah Untuk mengurangi
4
atau mencegah berkembangnya retak tersebut gaya konsentris atau eksentris
diberikan dalam arah longitudinal elemen struktural Gaya ini mencegah
berkembangnya retak dengan cara mengeliminasi atau sangat mengurangi
tegangan tarik di bagian tumpuan dan daerah kritis pada kondisi beban kerja
sehingga dapat meningkatkan kapasitas lentur geser dan torsional penampang
tersebut Gaya longitudinal tersebut merupakan gaya prategang yaitu gaya tekan
yang memberikan prategangan pada penampang di sepanjang bentang suatu
elemen struktural sebelum bekerjanya beban mati dan beban hidup transversal
atau beban hidup horizontal transien (Nawy 2001)
Beton prategang adalah beton bertulang yang diberi tegangan dalam untuk
mengurangi tegangan tarik potensial dalam beton akibat beban kerja Pada beton
bertulang tulangan di dalam komponen struktur tidak memberikan gaya dari
dirinya pada komponen struktur tersebut suatu hal yang berlawanan dengan aksi
baja prategang Baja tendon yang dibutuhkan untuk menghasilkan gaya prategang
di dalam komponen struktur prategang secara aktif memberikan beban awal pada
komponen struktur sehingga memungkinkan terjadinya pemulihan retak dan
defleksi Apabila kuat tarik lentur beton terlampaui komponen struktur prategang
mulai beraksi seperti elemen beton bertulang (Nawy 2001)
Gambar 3 Konsep Perbedaan Beton Bertulang (Reinforced Concrete) dan Beton
Prategang (Prestressed Concrete)
Sumber httpptsindianetdesign_criteriahtml
Pada beton prategang tegangan permanen diberikan di komponen struktur
sebelum seluruh beban mati dan beban hidup bekerja agar tegangan tarik netto
yang ditimbulkan oleh beban-beban tersebut dapat dieliminasi atau sangat
dikurangi Komponen struktur prategang mempunyai tinggi lebih kecil
dibandingkan beton bertulang untuk kondisi bentang dan beban yang sama akibat
eliminasi tegangan tarik netto yang ditimbulkan oleh beban dengan adanya
struktur prategang (Nawy 2001)
Terdapat dua teknik prategang pada beton yaitu pre-tensioning dan post-
tensioning Teknik pre-tensioning adalah pemberian tegangan pada tendon
sebelum beton dicor Teknik ini pada prinsipnya digunakan untuk
5
konstruksi jembatan bentang pendek yang menggunakan balok jembatan standar
Teknik post-tensioning merupakan pemberian tegangan yang dilakukan setelah
beton dicor
Standar Perencanaan Jembatan
Terdapat dua pendekatan dalam perencanaan sebuah struktur jembatan yaitu
rencana tegangan kerja dan rencana keadaan batas (ultimit)
1 Rencana Tegangan Kerja
Pendekatan ini merupakan pendekatan elastis yang digunakan untuk
memperkirakan kekuatan atau stabilitas dengan membatasi tegangan dalam
struktur sampai tegangan izin Tegangan izin tersebut dibuat dengan membuat
beberapa toleransi untuk stabilitas tidak linear dan pengaruh bahan pada
kekuatan struktur terisolasi dengan membagi kekuatan ultimate dengan faktor
keamanan (SF)
Pendekatan menggunakan tegangan kerja memiliki kelemahan yaitu kurangnya
efisiensi dalam mencapai tingkat keamanan yang konsisten bila faktor keamanan
digunakan pada bahan saja
2 Rencana Keadaan Batas (Ultimate)
Pada rencana keadaan batas margin keamanan digunakan lebih merata
pada seluruh struktur melalui penggunaan faktor keamanan parsial Tidak seperti
cara tegangan kerja yang mana faktor keamanan digunakan hanya untuk bahan
dalam rencana keadaan batas faktor keamanan terbagi antara beban dan bahan
faktor reduksi kekuatan x kapasitas nominal ge faktor beban x beban nominal
Rencana keadaan batas lebih rasional dibandingkan pendekatan tegangan kerja
Perencanaan yang dihasilkan oleh penggunaan prinsip keadaan batas akan lebih
ekonomis dan akan menghasilkan jembatan dengan kemampuan kapasitas dan
kekuatan yang merata
Pembebanan Pada Jembatan
Jenis-jenis beban yang perlu diperhitungkan dalam merancang suatu jembatan
menurut RSNI T-02-2005 tentang Standar Pembebanan untuk Jembatan adalah
sebagai berikut
1 Beban Mati (Dead Load)
Berat sendiri dan beban mati tambahan termasuk ke dalam kategori beban mati
A Berat Sendiri
Berat sendiri struktur merupakan semua beban tetap yang berasal dari
berat bangunan dan elemen-elemen struktural lain yang dipikulnya Termasuk
dalam hal ini adalah berat bahan dan bagian jembatan yang merupakan
6
elemen struktural ditambah dengan elemen non struktural yang dianggap tetap
Perhitungan berat sendiri dapat dilakukan menggunakan rumus
(1)
Keterangan
berat komponen persatuan volume (kNm3)
bentang jembatan (m)
luas penampang (m2)
Nilai berat komponen persatuan volume atau berat isi untuk berbagai jenis bahan
telah tercantum pada RSNI T-02-2005
Tabel 1 Berat Jenis untuk Beban Mati (kNm3)
No Bahan BeratSatuan Isi (kNm3) KerapatanMasa (kgm
3)
1 Campuran aluminium 2627 2720
2 Lapisan permukaan beraspal 22 2240
3 Besi tuang 71 7200
4 Timbunan tanah dipadatkan 172 1760
5 Kerikil dipadatkan 188-227 1920-2320
6 Aspal beton 22 2240
7 Beton ringan 1225-196 1250-2000
8 Beton 220-250 2240-2560
9 Beton prategang 250-260 2560-2640
10 Beton bertulang 235-255 2400-2600
11 Timbal 111 11400
12 Lempung lepas 125 1280
13 Batu Pasangan 235 2400
14 Neoprin 113 1150
15 Pasir kering 157-172 1600-1760
16 Pasir basah 180-188 1840-1920
17 Lumpur lunak 172 1760
18 Baja 77 7850
19 Kayu (ringan) 78 800
20 Kayu (keras) 11 1120
21 Air murni 98 1000
22 Air garam 10 1025
23 Besi tempa 755 7680
7
B Beban Mati Tambahan (Superimposed Dead Load)
Beban mati tambahan adalah berat seluruh bahan yang membentuk suatu
beban pada jembatan yang merupakan elemen non struktural dan besarnya dapat
berubah selama umur jembatan Beban mati tambahan dapat berupa utilitas pada
saat pengerjaan jembatan berat pelapisan kembali permukaan jembatan parapet
trotoar lampu jembatan pipa air serta sarana lainnya yang dipikul langsung oleh
jembatan
2 Beban Hidup (Live Load)
Beban hidup terdiri dari semua beban bergerak yang bekerja pada deck
jembatan Beban hidup terdiri dari beban kendaraan kereta maupun beban
pejalan kaki Beban hidup dapat tersebar merata sepanjang deck seperti beban
padatnya lalu lintas dan beban kereta api yang panjang ataupun dapat berupa
beban terpusat seperti beban truk berat tunggal poros dan lokomotif Beban lalu
lintas untuk perencanaan jembatan terdiri atas beban lajur ldquoDrdquo dan beban truk ldquoTrdquo
A Beban Lajur ldquoDrdquo
Beban Lajur ldquoDrdquo bekerja pada seluruh lebar lajur kendaraan dan
menimbulkan pengaruh pada jembatan yang ekuivalen dengan rangkaian
kendaraan yang sebenarnya Jumlah total beban lajur ldquoDrdquo yang bekerja tergantung
pada lebar lajur kendaraan jembatan Beban lajur D terdiri dari beban terbagi rata
(BTR) yang digabung dengan beban garis (BGT)
Beban Terbagi Rata (BTR)
Beban terbagi rata mempunyai intensitas q (KPa) dimana besarnya q tergantung
pada panjang total yang dibebani L seperti berikut
L le 30 m q = 90 kPa (2)
L gt 30 m q = 90 ( 05 15
L ) kPa (3)
Dengan pengertian
q = intensitas beban terbagi rata (BTR) dalam arah memanjang jembatan
Beban Garis Terpusat (BGT)
Beban garis dengan intensitas p kNm harus ditempatkan tegak lurus terhadap
arah lalu lintas pada jembatan Besarnya intensitas p adalah 490 kNm
B Beban Truk ldquoTrdquo
Pembebanan truk ldquoTrdquo merupakan kendaraan berat dengan jumlah 3 as Berat
dari masing-masing as disebarkan menjadi 2 beban merata sama besar yang
merupakan bidang kontak antara roda dengan permukaan lantai yang dimaksud
agar mewakili pengaruh roda kendaraan berat Terlepas dari panjang jembatan
atau susunan bentang hanya ada satu kendaraan truk ldquoTrdquo yang bisa ditempatkan
pada satu lajur lalu lintas rencana Kendaraan truk ldquoTrdquo harus ditempatkan
ditengah-tengah lajur lalu lintas rencana
8
3 Beban Angin
Tabel 2 Faktor Beban Akibat Beban Angin
Keadaan Batas
Lokasi
sampai 5 km dari pantai
(mdetik)
gt 5 km dari pantai
(mdetik)
Daya Layan 30 25
Ultimit 35 30
Faktor beban tersebut tidak berlaku untuk jembatan besar atau penting
seperti yang ditentukan oleh instansi yang berwenang Jembatan-jembatan
demikian harus diselidiki secara khusus akibat pengaruh beban angin termasuk
respons dinamis jembatan Gaya nominal ultimit dan daya layan jembatan akibat
pengaruh angin TEW tergantung kecepatan angin rencana seperti berikut
TE = 00006 Cw w 2Ab [kN] (4)
Keterangan
w kecepatan angin rencana (ms) untuk keadaan batas yang ditinjau
koefisien seret
luas koefisien bagian samping jembatan (m2)
Tabel 3 Koefisien Seret
Tipe Jembatan
Bangunan atas massif
bd = 10
bd = 20
bd ge 60
Bangunan atas rangka
21
15
125
12 Keterangan
b lebar keseluruhan jembatan dihitung dari sisi luar sandaran
d tinggi bangunan atas termasuk tinggi bagian sandaran yang masif
Harga antara dari bd bias diinterpolasi linier
Apabila bangunan atas mempunyai superelevasi harus dinaikkan sebesar 3
untuk setiap superelevasinya dengan kenaikan maksimum 25
4 Beban Gempa
Standar perencanaan ketahanan gempa untuk jembatan diatur dalam SNI
28332008 Standar tersebut membahas analisis dinamis dan digunakan untuk
merencanakan struktur jembatan tahan gempa sehingga kerusakan terjadi
setempat dan mudah diperbaiki struktur tidak runtuh dan dapat dimanfaatkan
kembali Analisis dinamis diperlukan sebagai verifikasi bila kinerja struktur
terhadap gempa tidak diwakili sepenuhnya oleh prosedur perhitungan statis dan
semi dinamis Cara spektral moda tunggal dan majemuk dengan atau tanpa
pengaruh interaksi tanah merupakan perhitungan semi-dinamis Analisis dinamis
dengan cara riwayat waktu sering menggunakan rekaman akselerasi gempa dari
luar sehingga perlu disesuaikan dengan akselerasi puncak (Peak Ground
Acceleration) untuk wilayah gempa yang ditinjau Pilihan prosedur analisis gempa
9
tergantung pada tipe jembatan besarnya koefisien akselerasi gempa dan tingkat
kecermatan
Perencanaan suatu struktur tahan gempa perlu mempertimbangkan faktor
percepatan puncak (PGA) respon spektra percepatan di batuan dasar untuk
perioda pendek 02 detik (Ss) dan untuk perioda 10 detik (S1) Ketiga nilai
tersebut dapat diperoleh menggunakan peta Hazard gempa Indonesia 2010
Penentuan kelas situs tanah (klasifikasi site) merupakan tahapan awal dalam
perencanaan beban gempa dengan terlebih dahulu mencari nilai N
N = Σi=1 tim
Σi=1
tiNi
frasl
m (5)
Kelas situs tanah dapat ditentukan berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia
2010 menggunakan tabel berikut
Tabel 4 Penentuan Kelas Situs Tanah
Kelas Situs (mdetik) Su(kPa)
SA (Batuan Keras) gt 1500 NA NA
SB (Batuan) 750-1500 NA NA
SC (Tanah Keras) 350-750 gt 50 gt 100
SD (Tanah Sedang) 175-350 15-50 50-100
SE (Tanah Lunak) lt 175 lt 15 lt 50
Setiap profil tanah yang mengandung lebih dari 3m tanah dengan karakteristik
sebagai berikut
1 Indeks plastisitas PI gt 20
2 Kadar air w ge 40 dan
3 Kadar geser niralir Su lt 25 kPa
SF (Tanah Khusus) Setiap profil lapisan tanah yang memiliki salah satu atau
lebih dari karakteristik berikut
1 Rawan dan berpotensi gagal atau runtuh akibat beban gempa seperti mudah
likuifaksi lempung sangat sensitif tanah tersegmentasi rendah
2 Lempung sangat organik atau gambut (ketebalan H gt 3 m)
3 Lempung berplastisitas sangat tinggi (ketebalan H gt 75 m dengan PI gt 75)
4 Lapisan lempung lunakmedium kaku (ketebalan H gt 35 m dengan Su lt 50 kPa
Keterangan NA = tidak dapat dipakai
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
Selanjutnya akselerasi respons spektra puncak dapat dihitung dengan
persamaan
SMS = Fa Ss (6)
SM1 = Fv S1 (7)
Keterangan
SMS = akselerasi respons spektra puncak pada periode pendek
SM1 = akselerasi respons spektra puncak pada periode 1 detik
Ss = nilai spektra percepatan untuk periode pendek 02 detik di batuan dasar
S1 = nilai spektra percepatan untuk periode 10 detik di batuan dasar
Fa = koefisien periode pendek
Fv = koefisien periode 1 detik
Nilai koefisien dan dapat ditentukan menggunakan Tabel 4 dan 5 Nilai
Ss dan S1 diperoleh dari Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
10
Tabel 5 Nilai Koefisien Fa
Ss
Klasifikasi
Site SS le 025 SS = 05 SS = 075 SS = 10 SS ge 125
SA 08 08 08 08 08
SB 10 10 10 10 10
SC 12 12 11 10 10
SD 16 14 12 11 10
SE 25 17 12 09 09
SF SS
Tabel 6 Nilai Koefisien Fv
S1
Klasifikasi
Site S1 le 01 S1 = 02 S1 = 03 S1 = 04 S1 ge 05
SA 08 08 08 08 08
SB 10 10 10 10 10
SC 17 16 15 14 13
SD 24 20 18 16 15
SE 35 32 28 24 24
SF SS
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
Desain parameter akselerasi spektra dihitung menggunakan persamaan
SDS =
SMS (8)
SD1 =
SM1 (9)
Faktor
diperoleh dari hasil konversi dari gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
Pembuatan respon spektrum menggunakan persamaan berikut
Sa = SDS 04 06 T
To) untuk (10)
Sa = SDS untuk (11)
Sa = SD1
T untuk (12)
Sa = SD1TL
T2 untuk (13)
Nilai dan dihitung menggunakan persamaan
T0 = 02 SD1
SDS (14)
TS = SD1
SDS (15)
dimana TL = waktu transisi periode panjang
Sa = akselerasi spektra
SDS = desain parameter akselerasi respon spektra periode pendek
SD1 = desain parameter akselerasi respon spektra periode 1 detik
SMS = akselerasi respon spektra puncak periode pendek
SM1 = akselerasi respon spektra puncak periode 1 detik
Berdasarkan nilai Sa dan T dapat dibuat grafik respon spektrum seperti berikut
11
Gambar 4 Desain Respon Spektrum
Sumber ASCE 07-2010
Gambar 5 Peta Respon Spektra Percepatan 02 Detik (SS) di Batuan Dasar (SB)
untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun
Gambar 6 Peta Respon Spektra Percepatan 10 Detik (S1) di Batuan Dasar (SB)
untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
12
Desain dan Perhitungan Balok
Rumus-rumus yang digunakan pada analisis struktur balok mengacu pada RSNI
T-02-2005 dan RSNI T-12-2004
1 Tulangan lentur balok
Tegangan analitis batas baja prategang fps (untuk perhitungan kekuatan
batas nominal penampang beton prategang) harus diambil tidak melebihi fpy
Jika tidak tersedia perhitungan yang lebih tepat dan tegangan efektif pada
tendon fpe tidak kurang dari 05 fpu tegangan analitis batas baja prategang fps
dalam tendon yang terlekat penuh dapat diambil sebesar
fps= fpu (1- p
β1[ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) (16)
Jika pengaruh tulangan tekan diperhitungkan pada saat menghitung fps dengan
persamaan (16) maka nilai [ρp
fpu
fc
d
dp ω - ω ] harus diambil tidak kurang dari
017 dan nilai drsquo tidak lebih dari 015
Keterangan
p = faktor yang memperhitungkan jenis tendon prategang dengan nilai
055 untuk fpy
fpu ge 080
040 untuk fpy
fpu ge 085
028 untuk fpy
fpu ge 090
β1 = faktor tinggi blok tegangan tekan persegi ekuivalen beban dimana
β1 = 085 untuk fc le 30 MPa
β1 = 085 ndash 0008 (fc - 30) untuk fc ge 30 MPa (17)
Perencanaan momen lentur harus didasarkan pada
Mu le Mn (18)
Nilai Mn dihitung dengan persamaan
Mn = 08 Apsfps (d -a
2 ) As fy (d -
a
2 )+ (19)
Jarak antar tulangan dihitung menggunakan persamaan
Apsfps As fy = 085 fc ab (20)
2 Tulangan Geser Balok
Perencanaan tulangan geser harus didasarkan pada
u le n (21)
Dimana nilai adalah kuat geser nominal yang dihitung menggunakan
persamaan
n= c s (22)
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton pada struktur yang dibebani geser
dan lentur saja dapat dihitung menggunakan persamaan sebagai berikut
13
c= (radicf c
6) bwd (23)
Kuat geser yang disumbangkan oleh tulangan geser untuk tulangan geser yang
tegak lurus terhadap sumbu aksial komponen struktur dapat dihitung
menggunakan persamaan
s= Av fy d
s (24)
Kekuatan lentur dari balok beton bertulang sebagai komponen struktur jembatan
harus direncanakan dengan menggunakan cara ultimit atau cara Perencanaan
berdasarkan Beban dan Kekuatan Terfaktor (PBKT)
3 Kekuatan Puntir Balok
Kekuatan puntir balok harus didasarkan pada
Tu le Tn (25)
Dimana puntir nominal Tn bisa dihitung sebagai penjumlahan dari puntir nominal
yang disumbangkan oleh beton Tc dan puntir nominal yang disumbangkan oleh
tulangan Ts dengan rumus
Tn= Tc Ts (26)
Dimana
Tc= Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
(27)
Ts= fy (Asw
s) 2 Act cot t (28)
Persamaan tersebut digunakan dalam menghitung nilai kekuatan puntir nominal
tulangan dengan nilai t = 45o untuk beton non prategang dan t=375
o untuk
beton prategang
Untuk sengkang tertutup dapat dihitung Asw
sle 02
y1
fyf (29)
Tn=2AoAtfyv
scot (30)
Dengan dapat diambil sebesar 085
Gambar 7 Areal Aoh
14
Tulangan longitudinal tambahan yang diperlukan untuk menahan puntir dapat
dihitung menggunakan persamaan
Al= (At
s) ρ
h
fyv
fyt cot2 (31)
Desain dan Perhitungan Kolom
Pengaruh kelangsingan kolom dapat diabaikan untuk komponen struktur tekan tak
bergoyang apabila dipenuhi klu
r le 34- (12
M1
M2) (32)
Untuk komponen struktur tekan bergoyang pengaruh kelangsingan dapat
diabaikan apabila klu
r le 22 (33)
Beberapa persyaratan tulangan memanjang untuk kolom antara lain memiliki
luas tidak kurang dari 001 Ag dan tidak melebihi 008 Ag kecuali jika jumlah dan
penempatan tulangan mempersulit penempatan dan pemadatan beton pada
sambungan dan persilangan dari bagian-bagian komponen maka batas maksimal
rasio tulangan perlu dikurangi
Rasio tulangan spiral ρs tidak boleh kurang dari
ρs= 045 (
Ag
Ac-1)
f c
fy (34)
Software CSI Bridge
Computers and Structures Inc (CSI) Bridge merupakan salah satu software
yang dikembangkan oleh pihak CSI yang merupakan pelopor dalam
pengembangan software untuk analisis struktur dan gempa Tahap pemodelan
analisis dan desain dari struktur sebuah jembatan telah diintegrasikan dalam
software CSI Bridge untuk menciptakan perangkat komputer engineering yang
mendasar Dengan menggunakan CSI Bridge dapat didesain jembatan beton
maupan baja dengan cepat dan mudah Fitur parametric modeller memungkinkan
pengguna untuk membuat model jembatan sederhana hingga kompleks dan
membuat perubahan secara efisien dalam melakukan kontrol pada desain
(httpwwwcsiamericacomcsibridge)
Software PCA Col
PCAColumn (PCA Col) merupakan software yang dirancang untuk
mendesain dan memeriksa kapasitas penampang beton bertulang terhadap gaya
aksial dan momen lentur Bentuk penampang benton dapat berupa persegi empat
lingkaran hingga tidak beraturan dengan berbagai macam susunan dan pola
tulangan Selain itu efek kelangsingan kolom juga dapat diperhitungkan Dari
program tersebut dapat diperoleh diagram interaksi gaya aksial (P) dan momen
lentur (M) baik dalam sumbu uniaksial maupun biaksial dimana Mx dan My juga
dapat diplot terhadap sumbu biaksial dari kolom dan dinding geser yang tidak
beraturan (httppcacolumnsoftwareinformercom)
15
METODOLOGI
Waktu dan Tempat
Penelitian dilakukan pada bulan Februari ndash Juni 2013 yang diawali dengan
pengumpulan data Data penelitian diperoleh dari Satuan Kerja Pelaksanaan Jalan
Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A Struktur yang ditinjau adalah fly over
P106-P107 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425)
Gambar 8 Denah Lokasi Proyek yang Ditinjau
Proyek pembangunan jalan bebas hambatan Tanjung Priok merupakan
program strategis pemerintah dalam rangka meningkatkan kapasitas jaringan
transportasi kota Jakarta khususnya Jakarta Utara Proyek ini menjadi salah satu
upaya pengembangan Kawasan Strategis Nasional Tanjung Priok sebagai pusat
kegiatan ekspor-impor yang saat ini telah menempati peringkat ke-24 dunia untuk
arus peti kemas Jalan bebas hambatan yang dibangun berfungsi sebagai jalan
pintas untuk meningkatkan akses terhadap pelabuhan dan dalam jangka panjang
juga berfungsi sebagai penghubung ruas tol Jakarta Outer Ring Road (JORR)
dengan Jakarta Inter Urban Toll (JIUT)
Alat dan Bahan
Alat yang digunakan dalam penelitian ini adalah sebagai berikut
1 Komputer Intel CoreTM
Duo Processor T6600
2 Program CSI Bridge Versi 15 dan PCA Col
3 Program Microsoft Office Excel 2010
4 Program Autocad 2010
Bahan penelitian merupakan data sekunder berupa shop drawing Proyek Jalan
Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A yaitu data struktur P106-P107
16
Penggunaan shop drawing dikarenakan belum tersedianya data as built drawing
Data-data yang diperoleh meliputi
1 Denah dan gambar detail struktur fly over P106-P107 yang meliputi layout
fly over dimensi struktur jembatan serta gambar detail tendon dan tulangan
Struktur yang ditinjau memiliki kriteria desain sebagai berikut
a) Slab
Kuat tekan beton ( ) = 30 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic30 MPa = 2574296 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
b) PCU Girder
Kuat tekan beton ( ) = 40 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic40 MPa = 2972541 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Kuat tarik putus ( = 1860 MPa
Kuat leleh baja prategang ( ) = 1670 MPa
c) Pier Head
Kuat tekan beton ( ) = 35 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic40 MPa = 2780557 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Kuat tarik putus ( = 1860 MPa
Kuat leleh baja prategang ( ) = 1670 MPa
d) Pier
Tipe = Y Pier
Kuat tekan beton ( ) = 30 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic30 MPa = 2574296 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Tinggi pier ( ) = 22 m
Lebar pier ( = 35 m
Tebal pier ( ) = 45 m
e) Data soil investigation Bore Log (Lampiran 2)
2 Standar dan peraturan perencanaan sebagai berikut
RSNI T-02-2005 ldquoPembebanan untuk Jembatanrdquo
SNI 2833 2008 ldquoStandar Perencanaan Ketahanan Gempa untuk Jembatanrdquo
RSNI T-12-2004 ldquoPerencanaan Struktur Beton untuk Jembatanrdquo
SNI 03-3847-2002 ldquoTata Cara Perhitungan Struktur Beton untuk Bangunan
Gedungrdquo
17
Tahapan Penelitian
Tahapan penelitian tersaji dalam diagram alir sebagai berikut
Keterangan
1 Data sekunder merupakan shop drawing kontraktor PT Obayashi-Jaya
Konstruksi JO yang digunakan dalam penelitian ini sebagai acuan dalam
pemodelan jembatan
2 Peraturan dan standar perencanaan terkait dengan penelitian ini adalah Standar
Nasional Indonesia Peraturan pembebanan jembatan terdapat dalam RSNI T-
02-2005 Perencanaan ketahanan gempa untuk jembatan terdapat dalam SNI
2833 2008 Perencanaan struktur beton untuk jembatan terdapat dalam RSNI
T-12-2004
Mulai
Pengumpulan Data Penelitian dan Bahan Rujukan
Program CSI Bridge
Pemodelan
Struktur
Input
Pembebanan
Input
Spektrum Gempa
Gaya Dalam
Desain
Ulang
Tulangan
Selesai
Aman
Mu le Mn
u le n
Tu le Tn
Tidak
Ya
Gambar 9 Diagram Alir Penelitian
18
3 Program CSI Bridge digunakan untuk mempermudah dalam menganalisis
gaya dalam (internal force) yang bekerja akibat pembebanan Setelah
dilakukan pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum dapat
diperoleh nilai gaya dalam ultimit Analisis gaya dalam dilakukan dengan
membandingkan gaya dalam ultimit yang terjadi akibat pembebanan dengan
kapasitas nominal struktur fly over yang ditinjau
Pemodelan Struktur
a) Layout fly over
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri
dari 2 ruas jembatan kiri dan kanan dimana panjang 1 bentang (span)
sebesar 3575 m dengan jumlah bentang yang dianalisis sebanyak 3 span
Pendefinisian layout fly over pada program CSI Bridge dapat
menggunakan bridge wizard di menu Home
Gambar 10 Layout Line Struktur Fly Over
b) Material konstruksi dan penampang
Beton dengan = 30 MPa untuk slab dan pier
Beton dengan = 35 MPa untuk pier head
Beton dengan = 40 MPa untuk PCU Girder
Baja tulangan U39 dengan = 390 MPa
Baja tendon dengan fpy=1670 MPa dan fpu= 1860 MPa
19
Input material dilakukan pada menu Home-Bridge Wizard-Materials seperti pada
Gambar 12 berikut Sedangkan pemodelan penampang dilakukan pada menu
Components-Properties-Frame Properties-New-Frame Section Property Type
concrete-Precast U
Gambar 11 Input Material dan Penampang PCU Girder
Pendefinisian jumlah girder jarak antar girder dan tebal slab dilakukan pada
menu Components-Superstructure Deck Sections-New-Precast U Girder
Gambar 12 Penampang Superstruktur Jembatan
20
c) Jenis perletakan adalah tipe sendi-rol yang didefinisikan pada menu Home-
Bridge Wizards-Bearings
Gambar 13 Jenis Perletakan
d) Input pembebanan
Kombinasi pembebanan mengacu pada RSNI T-02-2005 Input
kombinasi pembebanan dilakukan pada menu DesignRating ndash Load
Combination ndash Add New Load Combination ndash Masukkan Load Case Name ndash
Load Case Type ndash Scale Factor ndash OK Contoh kombinasi pembebanan yang
telah diinputkan pada CSI Bridge terlihat pada gambar berikut
Gambar 14 Input Kombinasi Pembebanan
e) Input Respon Spektrum
Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 dibuat respon spektrum untuk
analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
21
CSI Bridge Respon spektrum diinputkan pada menu Loads ndash Functions ndash Respon
Spectrum ndash Add New Function ndash Pilih User ndash Masukkan Damping Ratio 005 ndash
Masukkan nilai Period dan Acceleration (Diperoleh dari hasil perhitungan
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010) ndash OK Pembuatan respon spektrum
gempa secara lebih rinci dijelaskan pada bab pembahasan
Gambar 15 Input Respon Spektrum Wilayah Jakarta
f) Hasil Gaya Dalam
Setelah pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum
struktur dapat dianalisis pada menu Analysis ndash Run Analysis ndash Pilih Load Case
yang ingin dianalisis ndash Run Analysis Hasil gaya dalam dapat ditampilkan pada
menu Home ndash Display ndash Show Bridge Superstructure Forces
Gambar 16 Contoh Momen Akibat Kombinasi Pembebanan
22
HASIL DAN PEMBAHASAN
Model Struktur Jembatan
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri dari 2
ruas jembatan kiri dan kanan dengan panjang total 10725 m Struktur terdiri dari
3 span dimana panjang satu span 3575 m Superstruktur jembatan ruas kiri terdiri
dari 4 girder dan ruas kanan terdiri dari 5 girder dengan tipe PCU dan memiliki
superelevasi sebesar 2 Struktur fly over tersebut ditopang oleh dua kolom cast
in site tipe Y-Pier dengan tinggi 22 m
Gambar 17 Pemodelan Struktur Fly Over
Gambar 19 Tampak Samping Struktur Fly Over
145 m 18 m
L total = 10725 m
Gambar 18 Tampak Depan Struktur Fly Over
23
Input Pembebanan
Pembebanan yang diinputkan pada program CSI Bridge mengacu pada
RSNI T-02-2005 (Tabel 40) mengenai Peraturan Pembebanan untuk Jembatan
dengan ragam kombinasi pada kondisi ultimit (Ultimate Limit States) sebagai
berikut
Tabel 7 Kombinasi Pembebanan
Nama
Kombinasi
Aksi
Permanen Aksi Transien Aksi Khusus
MS MA PS TD TT TB ET EW TTC
EQ-
X
EQ-
Y
ULS-1A 13 2 1 198 198 132
ULS-1B 13 2 1 198 198 132
ULS-1C 13 2 1 198 198 132
ULS-1D 13 2 1 198 198 132
ULS-4A 13 2 1 132 132
ULS-5A 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5B 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5C 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5D 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5E 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5F 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5G 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5H 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5I 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5J 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5K 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5L 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-5M 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5N 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5O 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5P 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-6A 13 2 1 198 198 1
ULS-6B 13 2 1 198 198 1
Keterangan
MS = Berat Sendiri
MA = Beban Mati Tambahan
PS = Pengaruh Prategang
TD = Beban Lajur ldquoDrdquo
TT = Beban Truk ldquoTrdquo
TB = Gaya Rem
ET = Beban Temperatur
EW = Beban Angin
TTC = Beban Tumbukan
EQ-X = Beban gempa dalam arah X
EQ-Y = Beban gempa dalam arah Y
24
Besarnya nilai beban-beban yang terjadi dapat dijabarkan dalam contoh
perhitungan sebagai berikut
1 Berat sendiri
PCU-Girder dan Slab
wc girder = 25 kNm3
wc slab = wc pier = 24 kNm3
Luas (A) girder = A satu girder x jumlah girder = 11915 m2 x 9 = 107235 m
2
A slab = tebal slab x lebar total jembatan = 025 m x (18 m+145 m) = 8125 m2
Berat girder = A girder x panjang total jembatan x wc girder
= 107235 m2 x 10725 m x 25 kNm
3
= 2875238 kN
Berat slab = A slab x panjang total jembatan x wc slab
= 10723 m2 x 10725 m x 24 kNm
3
= 2091375 kN
Pier
A pier segmen 1 = 2 m x 45 m = 9 m2
A pier segmen 2 = 20565 m2
Panjang pier segmen 1 = 7088 m
Panjang pier segmen 2 = 17147 m
Berat pier segmen 1 = A pier x panjang pier x wc pier
= 9 m2 x 7088 m x 24 kNm
3 = 153103 kN
Berat pier segmen 2 = A pier x panjang pier x wc pier
= 20565 m2 x 17147 m x 24 kNm
3
= 8463073 kN
Berat pier = 153103 kN + 8463073 kN = 9994103 kN
Total berat sendiri = Berat girder + slab + pier
= 2875238 kN + 2091375 kN + 9994103 kN
= 5966023 kN
2 Beban Mati Tambahan
Aspal
wc aspal = 22 kNm3
Tebal aspal = 75 cm
Perhitungan beban mati tambahan dengan menggunakan persamaan (1)
dapat dijabarkan sebagai berikut
Berat aspal = wcLA
= 22 kNm3 x 10725 m x (325 m x 0075 m)
= 5751281 kN
Parapet
wc parapet = 24 kNm3
A parapet = 0526 m2
Berat parapet = wcLA
= 24 kNm3 x 10725 m x 0526 m
2
= 1353924 kN
Total beban mati tambahan = berat aspal + parapet
= 5751281 kN + 1353924 kN
= 7105205 kN
25
3 Beban Lajur D
Beban Terbagi Rata (BTR)
Terdiri dari 7 kombinasi arah longitudinal dengan jumlah lajur
jembatan ruas kiri = 4 lajur dan jembatan ruas kanan = 5 lajur
Total kombinasi arah longitudinal
Jembatan Kiri = 7 x 4 = 28 kombinasi
Jembatan Kanan = 7 x 5 = 35 kombinasi
Terdiri dari 3 kombinasi dalam arah transversal dengan jarak dan
intensitas beban sebagai berikut
Jembatan Kiri
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 28 x 3
= 84 kombinasi
Jembatan Kanan
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 35 x 3
= 105 kombinasi
Nilai q dihitung menggunakan persamaan (3) untuk panjang 1 bentang gt 30 m
dimana panjang 1 span fly over = 3575 m
Contoh perhitungan nilai q sebagai berikut
q = 90 (05 15
3575 ) = 828 kPa
Gambar 20 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kiri
Gambar 21 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kanan
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
100 50
Keterangan
Keterangan
100 50
11 m 2 m 1 m 11 m 1 m 2 m 11 m
1375 m 275 m 1375 m 1375 m 1375 m 275 m 1375 m
26
Tabel 8 Kombinasi Beban ldquoDrdquo Arah Longitudinal Jembatan
Nama Span yang Dibebani Total Panjang
q (kNm2)
Kombinasi Span
1
Span
2
Span
3 Dibebani (m)
1 3575 828
2 3575 828
3 3575 828
4 715 639
5 715 639
6
7
715
10725
639
576
BTR diinputkan dalam bentuk beban garis sehingga nilai q (kNm2) dikalikan
lebar lajur yang dibebani (m)
Beban Garis Terpusat (BGT)
BGT diinputkan dalam bentuk beban titik pada program CSI Bridge sehingga nilai
intensitas p dikalikan dengan lebar lajur yang dibebani (m)
Beban garis = intensitas p x lebar lajur
= 49 kNm x 35 m
= 1715 kN
Dalam input BGT pada program digunakan faktor beban dinamis
senilai 14
4 Beban Truk ldquoTrdquo
Kendaraan truk yang digunakan adalah truk dengan berat 50 ton
Gambar 22 Input Beban Truk ldquoTrdquo
5 Gaya Rem
Gaya rem diinputkan sebagai beban titik dengan nilai sebagai berikut
Jembatan Kiri
Gaya rem per pier = nilai q terbesar x lebar lajur x panjang 1 span
jembatan x 5
27
= 9 kN
m2 x 145 m x 3575 m x 5
2 = 11663 kN
Jembatan Kanan
Gaya rem per pier = 9 kN
m2 x 18 m x 3575 m x 5
2 = 14479 kN
6 Pengaruh Temperatur
Gambar 23 Input Pengaruh Temperatur
7 Beban Angin
Diketahui
Cw = 125 (Tabel 3)
Vw = 35 ms (Tabel 2)
Ab = 198413 m2
Dengan menggunakan persamaan (4)
TE = 00006 Cw w 2Ab
= 00006 x 125 x 352 x 198413
= 18229 kN
TEW per pier = 18229 kN
4= 45573 kN
8 Tumbukan
100 kN
1
00
F
x
10o
Gambar 24 Proyeksi Tumbukan pada Pier Terhadap Sumbu X dan Sumbu Y
Fx
Fy
28
Tumbukan pada pier diinputkan sebagai beban titik dengan perhitungan sebagai
berikut
Fx = 100 kN x sin 100
= 17365 kN
Fy = 100 kN x cos 100
= 98481 kN
9 Beban Gempa
Pada penelitian ini analisis gempa dinamis dilakukan menggunakan grafik
respon spektrum Dalam pembuatan respon spektrum terlebih dahulu dilakukan
klasifikasi site (jenis tanah) lokasi yang ditinjau berdasarkan hasil penyelidikan
tanah (bore log) Dari data bore log dapat dihitung nilai rata-rata hasil uji
penetrasi standar (SPT) menggunakan persamaan (5) dengan hasil yang tertera
pada tabel berikut ini
Tabel 9 Perhitungan Nilai
Lapisan Kedalaman NSPT Tebal
(TebalSPT)
0 000 0 000 0000
1 330 2 330 1650
2 524 2 194 0971
3 723 2 198 0992
4 924 2 202 1009
5 1130 2 206 1028
6 1323 2 193 0963
7 1530 5 207 0415
8 1730 6 200 0333
9 1930 4 200 0500
10 2130 9 200 0222
11 2330 19 200 0105
12 2507 50 177 0035
13 2626 50 118 0024
14 2725 50 099 0020
15 2822 50 097 0019
16 2921 50 099 0020
17 3006 50 086 0017
3006 8324 3612
Diperoleh = 3612 dimana Σ Tebal Σ SPTfrasl yang menunjukkan bahwa jenis
tanah wilayah Tanjung Priok termasuk kelas situs E yaitu jenis tanah lunak
(Tabel 4) Selanjutnya dihitung nilai akselerasi respons spektra puncak untuk
periode pendek dan periode 1 detik dan desain akselerasi respon spektra
29
Gambar 25 (a) Peta Percepatan Puncak (PGA) wilayah Jakarta
(b) Peta Respon Spektra 02 detik (Ss) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
(c) Peta Respon Spektra 1 detik (S1) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
PGA (Peak Ground Acceleration) merupakan percepatan maksimum yang
menunjukkan intensitas daripada pergerakan lapisan tanah Berdasarkan Gambar 8
dapat diketahui bahwa wilayah yang ditinjau (Tanjung Priok Jakarta Utara)
memiliki nilai PGA 03 ndash 04 g Pendekatan angka menggunakan skala batas atas
dari nilai yang diketahui sehingga diambil nilai 04 g Wilayah Jakarta terdapat
pada zona dengan nilai respon spektra 02 detik probabilitas terlampaui 2 dalam
50 tahun (Ss) = 07 g dan nilai respon spektra 1 detik probabilitas terlampaui 2
dalam 50 tahun (S1 ) = 03 g Kemudian dengan interpolasi nilai Ss dan S1
menggunakan Tabel 5 amp 6 untuk tanah kelas E diperoleh nilai Fa dan Fv berturut-
turut sebesar 13 dan 28
Akselerasi respons spektra puncak periode pendek (SMS) dapat dihitung
dengan persamaan (6) sehingga SMS = 13 x 07 = 091 Akselerasi respons
spektra puncak periode 1 detik (SM1) dapat dihitung dengan persamaan (7)
sehingga SM1 = 28 x 03 = 084 Selanjutnya desain parameter akselerasi respon
spektra periode pendek dapat dihitung dengan persamaan (8) sehingga SDS =
091 = 07963 dan nilai desain parameter respon spektra periode 1 detik dapat
dihitung dengan persamaan (9) sehingga SD1 =
084 = 07350 Faktor
diperoleh dari konversi penggunaan peta gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
karena struktur yang ditinjau merupakan jembatan khusus dengan umur rencana
100 tahun Nilai Sa dihitung menggunakan persamaan 10-13 yang hasilnya
disajikan pada Tabel 10 Nilai T dan Sa diplot membentuk grafik respon spektrum
untuk analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
CSI Bridge
30
Tabel 10 Akselerasi Spektrum Gempa Wilayah Jakarta
T (det) Sa T (det) Sa
00000 03185 2 03675
01846 07963 21 03500
09231 07963 22 03341
1 07350 23 03196
11 06682 24 03063
12 06125 25 02940
13 05654 26 02827
14 05250 27 02722
15 04900 28 02625
16 04594 29 02534
17 04324 3 02450
18 04083 31 02371
19 03868 32 02297
Gambar 26 Grafik Respon Spektrum Wilayah
Jakarta Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010
Hasil Gaya Dalam (Internal Force)
a) Berat Sendiri
Kontrol perhitungan manual
Diketahui
Ag satu girder = 11915 m2
frsquoc girder = 40 MPa
wc girder = 25 kNm3
Tebal slab = 25 cm
frsquoc slab = 30 MPa
wc slab = 24 kNm3
Perhitungan
q slab = tebal slab x spasi antar girder x wc slab
= 025 m x 3567 m x 24 kNm3
= 21402 kNm
q girder = Ag girder x wc girder
= 11915 m2 x 25 kNm
3
= 29788 kNm
M girder = 1
8 q L2
= 1
8 29788 kN mfrasl 35
2 m
= 456129 kN-m
M slab = 1
8 q L2
= 1
8 21402 kN mfrasl 35
2 m
= 327718 kN-m
M girder + M slab = 456129 + 327718 = 783847 kN-m
31
Perhitungan momen secara manual dibandingkan dengan hasil yang ditampilkan
pada program CSI Bridge
Gambar 27 Hasil Momen Akibat Berat Sendiri pada Jembatan
Jembatan kiri terdapat 4 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 4 = 3135388 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min+M max = 28019386 kN-m + 7949228 kN-m
= 28814308 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
Jembatan kanan terdapat 5 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 5 = 3919235 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min + M max = 3494893 kN-m + 9915171 kN-m
= 35940447 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
b) Ultimate Limit States (ULS)
Kombinasi pembebanan yang menghasilkan gaya dalam maksimum
sepanjang jembatan adalah kombinasi ULS-5I (Tabel 7)
Gambar 28 Hasil Gaya Dalam Akibat Kombinasi Pembebanan ULS 5-I
32
c) Kontrol Lendutan
Lendutan maksimum yang diizinkan adalah L
800 =
35750 mm
800 = 4469 mm
sedangkan lendutan yang terjadi pada fly over dari program CSI Bridge
adalah 213 mm sehingga struktur dikatakan aman
Perhitungan Tendon
Dalam perhitungan tendon dan tulangan digunakan momen maksimal yang
terjadi pada penampang yang ditinjau
Tendon pada girder
Data Tendon
D tendon = 05 inchi = 127 mm = 00127 m
Ast = 987 mm2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Girder
Ag (Ax) = 11915 m2
Iz = 04204 m4
yt = 097 m
yb = 088 m
eb = 058 m
-Menghitung gaya prategang P
M berat sendiri = 801826 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 188156 kN-m
M beban hidup = 510983 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 1500965 kN-m
P2=
MybIz
-σb
1
Ax
ebybIz
P2=
150096 x 088
04204 3000
1
11915
058 x 088
04204 = 1384018 kN
Gambar 29 Deformasi yang Terjadi pada Struktur Akibat Beban Hidup
33
P1= Ast x x f u
= 00000987 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl = 110149 kN
Jumlah tendon yang diperlukan= P2
P1= 1384018 kN
110149 kN=125 tendon
Jumlah tendon eksisting = 110 tendon
Jumlah tendon hasil perhitungan yang melebihi tendon eksisting dapat disebabkan
karena perbedaan penggunaan jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo Perhitungan yang
dilakukan menggunakan semua kemungkinan kombinasi baik dalam arah
longitudinal maupun transversal jembatan (sub bab input pembebanan) Selain itu
dapat juga dikarenakan perbedaan dalam pemodelan panjang girder yang
menyebabkan terjadinya kelebihan momen
Tendon pada pier head
Data Tendon
D tendon = 06 inchi = 1524 mm = 0015 m
Ast = 1387 mm2 = 00001387 m
2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Pier Head
Ag (Ax) = 128765 m2
Iz = 6967 m4
yt = 139 m
yb = 123 m
et pada momen maksimal = 04396 m
et pada penampang kritis = 0702 m
-Menghitung P menggunakan Momen Pada Penampang Kritis (Mcr)
M berat sendiri = 41612388 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 7073499kN-m
M beban hidup = 14947156 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 63633043 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
63633043 x 139
3000
1
12875
0702 x 139
6967 = 40860556 kN
P1= Ast x x f u
= 00001387 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl =154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=
40860556 kN
154789 kN= 264 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
34
Berdasarkan jumlah tendon eksisting yang melebihi tendon yang diperlukan
dapat diasumsikan bahwa pier head tersebut tidak didesain menggunakan momen
pada penampang kritis (Mcr) Pada saat dibebani retak terjadi pada perubahan
geometri atau pada penampang kritis sehingga pada umumnya desain cukup
menggunakan Mcr yang nilainya lebih kecil daripada momen maksimal
-Menghitung P menggunakan Momen Maksimal (Mmax)
M berat sendiri = 57265256 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 8941951kN-m
M beban hidup = 20374506 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 86581713 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
865817123 x 139
6967 3000
1
12875
x 139
6967 = 86320521 kN
P1= 154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=86320521 kN
154789 kN= 558 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
Dengan menggunakan momen maksimum yang terjadi pada pier head hasil
perhitungan jumlah tendon yang diperlukan mendekati jumlah tendon eksisting
sehingga dapat diasumsikan struktur tersebut didesain menggunakan momen
maksimum Penggunaan momen maksimum yang terjadi menyebabkan
penambahan jumlah tendon dalam desain
Jumlah tendon eksisting Jumlah tendon yang diperlukan OK
Perhitungan Tulangan
Slab
-Tulangan Lentur Positif
Momen di lapangan Mu pada slab = 10333 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d = ndash drsquo= 250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
10333
08=12916 kN-m
Faktor tahanan momen = Mnx10
6
bd2 =
12916 x106
1000 x 2102= 2929
35
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2929
085 x 30 = 00079
ρmin
= 25 x 14
fy= 25 x
14
390= 0000897
Digunakan = 00079 sehingga
As= ρ b d = 00079 x 1000 mm x 210 mm = 167983 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 167983 mm2
= 1687 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
-Tulangan Lentur Negatif
Momen di tumpuan Mu pada slab = 9504 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d ndash drsquo=250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
9504
08=1188 kN-m
Faktor tahanan momen Rn=Mnx10
6
bd2 =
1188 x106
1000 x 2102= 2694
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2694
085 x 30 = 00073
ρmin
= 25 x 14
fy=25 x
14
390= 0000897
Digunakan ρ = 00073 sehingga
As= ρ b d = 00073 x 1000 mm x 210 mm =153652 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
36
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 153652 mm2
= 18443 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
- Tulangan Geser
Gaya geser Vu pada slab = 35306 kN
Kuat geser nominal yang disumbangkan oleh slab
c=
(
radicf
rsquoc
6
)
bwd =(radic30
6) 1000 x 210 = 19170289 kN
Vc = 06 x = 11502174 kN
u c tidak dibutuhkan tulangan geser
Girder
-Tulangan Lentur
Mu = 24895989 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 13 mm dengan jumlah 8 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 8 =
1
4 314 13
2 x 8 = 106132 mm2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan
(16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fcrsquo
d
dp ω- ωrsquo ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
10857 mm2
fps = 1860 (1 04
077 [00091
1860
40 2050
1800 (00414 00335 ])
= 18599 MPa
Menghitung lebar efektif Be
Diketahui tebal slab ho = 25 cm
Lebar efektif diambil nilai terkecil dari L
4 =
3575 m
4= 894 m
Jarak antar girder s = 3567 m
12 = 12 x 025 = 3 m Diambil Be = 3 m
Eslab = 2574296 MPa
Egirder = 2972541 MPa
n = Eslab
Egirder
= 2574296 MPa
2972541 MPa= 087
Sehingga Be = n x 3 m = 087 x 3 m = 261 m = 2610 mm
37
h = h girder + h slab = 250 + 1850 = 2100 mm
tebal selimut beton drsquo = 50 mm
d = h ndash drsquo
= 2100 mm ndash 50 mm = 2050 mm
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
Aps fps As fy = 085 fcrsquoab
10857 mm2
x 18599 MPa+106132 mm2 x 390 MPa = 085 x 40 MPa x a x
2610 mm
a = 23223 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16)
dengan nilai = 08 adalah sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d-a
2) As fy (d-
a
2)+
= 08 x 10857 mm2 x 18599 MPa (2050 mm-
23223 mm
2) +
106132 mm2
x 390 MPa (2050 mm-23223 mm
2)
= 31242337 kN-m + 640371 kN-m
= 31882709 kN-m
Mn = 31882709 kN-m gt Mu = 24720615 kN-m (OK memenuhi syarat)
Cara yang telah dijabarkan diatas merupakan cara mendesain kekuatan
lentur balok prategang dengan pendekatan trial and error diameter tulangan dan
jumlah tulangan dalam Nawy (2001) Dengan menggunakan pendekatan tersebut
terlebih dahulu dilakukan pemeriksaan terhadap tulangan eksisting menggunakan
data sekunder Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa kapasitas momen
nominal yang disumbangkan oleh tendon Mn tendon lebih besar daripada
momen ultimit yang terjadi Mu akibat pembebanan sehingga momen cukup
ditahan oleh tendon (tidak dibutuhkan tulangan lentur) Tulangan eksisting yang
digunakan merupakan tulangan susut yang berfungsi mencegah terjadinya retak
pada beton
tulangan susut = 00018 x luas penampang girder Ag
= 00018 x 11915 m2
= 00021447 m
2
Digunakan D-13 sehingga = 21447 mm2
1
4 d
2=
21447 m2
1
4 13
2= 16 lt n eksisting = 40
Menurut SNI 03-2847-2002 tentang Tata Cara Perhitungan Struktur Beton
untuk Bangunan Gedung jumlah tulangan susut dan suhu harus dipasang dengan
jarak tidak lebih dari lima kali tebal plat atau 450 mm Jarak maksimum antara
tulangan susut eksisting = 330 mm (lt 450 mm) sehingga tulangan tersebut dari
segi jumlah dan jarak antar tulangan memenuhi syarat
-Tulangan Geser
Girder di tumpuan
Ag = 2682500 mm2
h = 1850 mm
d = h-drsquo= 1850 mm ndash 50 mm = 1800 mm
bw = 1000 mm
38
Gaya geser di tumpuan = 300256 kN dan gaya aksial = 420053 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 420053
14 x 2682500 mm2 ) (
radic40
6) 1000 mm x 1800 mm
= 2109587 kN
c = 06 x 2109587 kN = 1265752 kN u = n
= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit
yang terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (300256 kN ndash (06 x 2109587 kN))06 = 2894674 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av = 2894674 x 103
390 MPa x 1800 mm
mm
= 515433 mm2
Digunakan D-22 sehingga n= Av
1
4 D2
= mm2
1
4 22
2=136 2 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 7 OK
Girder di lapangan
Ag = 1191500 mm2
h = 1850 mm
tulangan utama dan tulangan geser = D 13
d = h - drsquo- 13 - 05 x 13 = 17805 mm
= 1850 ndash 50 ndash 13 ndash (05 x 13) = 17805 mm
bw = 600 mm
Gaya geser di lapangan =193044 kN dan gaya aksial = 274113 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 274113
14 x 1191500 mm2 ) (
radic40
6) 600 mm x 17805 mm
= 1311133 kN
c= 06 x 1311133 kN = 78668 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang
terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
39
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (193044 kN ndash (06 x 1311133 kN))06 = 1906273 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av= 1906273 kN x 10
3
390 MPa x 17805 mm
150 mm
= 411784 mm2
Digunakan D-13 sehingga n= Av
1
4 D2
= 411784 mm2
1
4 13
2= 3103 4 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 4 OK
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 5215433 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Girder dianggap sebagai penampang berongga dinding tipis sehingga besar
modulus puntir = 2 Ambw dimana adalah girder
Jt = 2 x 1191500 mm2 x 2610 mm
= 6219630000 mm3
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 6219630000 (03 radic )radic1 10 1034
= 190101E+11 N-mm = 19010103 kN-m
Tc = 06 x 19010103 kN-m = 11406062 kN-m
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa nilai lebih besar dari sehingga
beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan torsi)
Pier Head
-Tulangan Lentur
Mu = 93134113 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 19 mm dengan jumlah 32 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 25=
1
4 314 x19
2 x 32 = 906832 mm
2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan (16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
Aps = 79059 mm2
fps = 1860 (1 04
081 [00061
1860
35 2520
1670 (00131 00196 ])
588537 MPa
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
40
Aps fps As fy= 085 fc ab
79059 mm2 x 588537 MPa + 906832mm
2 x 390 MPa = 085 x 35 MPa x a x
4500 mm
a = 373974 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16) dengan nilai
= 08 dapat dijabarkan sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d -a
2) As fy (d -
a
2)+
= 08 x 79059 mm2 x 588537 MPa (2520 mm-
373974 mm
2) +
906832 mm2 x 390 MPa (2520 mm-
373974 mm
2)
= 86842499 kN-m + 66008303 kN-m
= 108290509 kN-m
Mn = 93443330 kN-m gt Mu = 93134113 kN-m (OK memenuhi syarat)
-Tulangan Geser
Ag = 12876500 mm2
h = 2620 mm
d = h - d = 2620 mm ndash 100 mm = 2520 mm
= 4500 mm
Gaya geser u di tumpuan = 2011783 kN dan gaya aksial = 241249 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicf c
6) bwd
= (1 241249 kN
14 x 12876500 mm2 ) (
radic35
6) 4500 mm x 2520 mm
= 1118154 kN
c = 06 x 1118154 kN = 6708924 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa tahanan geser yang disumbangkan
oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang terjadi
sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (2011783 kN ndash 6708924 kN)06 = 1676113 kN
s = Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan
Av= s
fy x d
s
Av= 1676113 kN x 10
3
390 MPa x 2520 mm
125 mm
= 2131808 mm2
Digunakan D-16 sehingga n= Av
1
4 D2
= 2131808 mm2
1
4 16
2=106 11 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 8-D16 dan 2-D25 OK
41
Selisih jumlah tulangan D-16 antara hasil perhitungan dengan eksisting sebanyak
3 tulangan telah ditutupi dengan penggunaan 2 tulangan D-25 pada eksisting
sehingga tulangan tersebut dikatakan memenuhi syarat
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 1617885 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Untuk penampang segiempat masif modulus puntir Jt= 04x2y
Jt = 04 x 45002 mm x 2620 mm
= 21222 x 106 Nmm = 21222 kN-m
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 21222 x 106 Nmm (03 radic35 MPa)radic1
10 x 1034 MPa
35
= 6485 x 1011
N-mm = 648487513 kN-m
Tc= 06 x 648487513 kN-m = 389092507 kN-m
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa nilai Tc lebih besar dari Tu
sehingga beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan
torsi)
Pemeriksaan Kolom
Struktur kolom tidak hanya menerima beban aksial vertikal tetapi juga
momen lentur sehingga analisis kolom diperhitungkan untuk menyangga beban
aksial desak dengan eksentrisitas tertentu (Nasution 2009) Pada penelitian ini
analisis kolom dilakukan menggunakan program PCA Col untuk memeriksa
kapasitas tulangan eksisting terhadap beban yang bekerja pada struktur Beban
aksial dan momen yang diinputkan diperoleh dari program CSI Bridge Analisis
kolom dilakukan pada pier segmen 1 dan pier segmen 2 yang masing-masing
memiliki dimensi dan susunan tulangan yang berbeda
Gambar 30 Pemodelan Pier
Pier Segmen 1
Pier
Segmen 2
42
Pier Segmen 1
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1 dimana
aksial (P) maksimum 4181749 kN yang menghasilkan M33 sebesar 920863 kN-m
dan M22 sebesar 796380 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu M33 maksimum
sebesar 1862805 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar 218102 kN- m dan aksial
(P) sebesar 4326789 kN
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1
Dari data yang telah diinputkan diperoleh diagram interaksi seperti pada
Gambar 30 Terlihat baik pada kombinasi 1 dan 2 beban masih berada di area
tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan bahwa kombinasi pembebanan
mampu ditahan oleh pier sehingga pier dikatakan aman terhadap beban yang
bekerja
Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1
43
Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2
Pier Segmen 2
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1
dimana aksial (P) maksimum 629513 kN yang menghasilkan M33 sebesar
38634 kN-m dan M22 sebesar 74265 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu
M33 maksimum sebesar 248387 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar
73617 kN-m dan aksial (P) sebesar 721377 kN
Berdasarkan data yang inputkan diperoleh diagram interaksi pier untuk pier
segmen 2 sebagai berikut
Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
PRAKATA
Puji syukur ke hadirat Tuhan Yang Maha Esa atas segala karunia-Nya
sehingga karya ilmiah ini berhasil diselesaikan Penelitian dengan judul Analisis
Struktur P106-P107 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A terhadap Beban Gempa ini telah dilaksanakan pada
bulan Februari hingga Juni 2013
Dengan telah selesainya penelitian dan tersusunnya skripsi ini penulis
menyampaikan terima kasih yang sebesar-besarnya kepada
1 Dr Ir Erizal MAgr sebagai dosen pembimbing pertama yang telah senantiasa
memberikan arahan dan bimbingan selama masa studi serta dalam
penyelesaian skripsi ini
2 Muhammad Fauzan ST MT sebagai dosen pembimbing kedua yang telah
banyak memberikan ilmu dalam bidang struktur jembatan serta memberikan
kesempatan dan pengalaman bekerja sebagai tim di MFA
3 Sutoyo STP MSI sebagai dosen penguji yang telah memberikan masukan
yang sangat bermanfaat
4 Staf laboratorium dan tata usaha Departemen Teknik Sipil dan Lingkungan
yang telah banyak membantu dalam bidang administrasi dan perkuliahan
5 Kedua orang tua beserta keluarga yang selalu mendukung dan memberikan
semangat kepada penulis
6 Teman-teman satu bimbingan dan satu tim Sisca Fahril Hafiz Qori Rafdi
dan Anti serta seluruh SIL 46 yang senantiasa menyemangati dan
menginspirasi satu sama lain
7 Teman-teman SIL 45 yang telah banyak memberi masukan serta teman-teman
SIL 47 atas kerja sama dan kebersamaannya
8 Pihak-pihak lain yang tidak dapat disebutkan satu persatu atas segala bantuan
dan dukungan yang telah diberikan
Semoga karya ilmiah ini dapat bermanfaat dan memberikan kontribusi
nyata terhadap perkembangan ilmu pengetahuan di bidang Teknik Sipil dan
Lingkungan
Bogor Februari 2014
Yesy Ratna Sari
DAFTAR ISI
DAFTAR TABEL i
DAFTAR GAMBAR i
DAFTAR LAMPIRAN ii
DAFTAR NOTASI ii
PENDAHULUAN 1
Latar Belakang Perumusan Masalah 2
Tujuan dan Manfaat Penelitian 2
Ruang Lingkup Penelitian 2
TINJAUAN PUSTAKA 3
Jembatan 3
Beton Prategang (Prestressed Concrete) 3
Standar Perencanaan Jembatan 5
Pembebanan Pada Jembatan 5
Desain dan Perhitungan Balok dan Kolom 12
Software CSI Bridge dan PCA Col 14
METODOLOGI 15
Waktu dan Tempat 15
Alat dan Bahan 15
Tahapan Penelitian 17
Pemodelan Struktur 18
HASIL DAN PEMBAHASAN 22
Model Struktur Jembatan 22
Input Pembebanan 23
Hasil Gaya Dalam (Internal Force) 30
Perhitungan Tendon 32
Perhitungan Tulangan 34
Pemeriksaan Kolom 41
SIMPULAN DAN SARAN 45
DAFTAR PUSTAKA 46
LAMPIRAN 47
DAFTAR TABEL
Tabel 1 Berat Jenis untuk Beban Mati (kNm3) 6 Tabel 2 Faktor Beban Akibat Beban Angin 8 Tabel 3 Koefisien Seret 8 Tabel 4 Penentuan Kelas Situs Tanah 9 Tabel 5 Nilai Koefisien Fa 10 Tabel 6 Nilai Koefisien Fv 10 Tabel 7 Kombinasi Pembebanan 23 Tabel 8 Kombinasi Beban ldquoDrdquo Arah Longitudinal Jembatan 26
Tabel 9 Perhitungan Nilai 28 Tabel 10 Akselerasi Spektrum Gempa Wilayah Jakarta 30
DAFTAR GAMBAR
Gambar 1 Data Episenter Gempa Utama di Indonesia dan Sekitarnya untuk
Magnituda M ge 5 yang Dikumpulkan dari Berbagai Sumber dalam
Rentang Waktu 1900-2009 1 Gambar 2 Contoh Struktur Sebuah Jembatan 3 Gambar 3 Konsep Perbedaan Beton Bertulang (Reinforced Concrete) dan
Beton Prategang (Prestressed Concrete) 4 Gambar 4 Desain Respon Spektrum 16 Gambar 5 Peta Respon Spektra Percepatan 02 Detik (SS) di Batuan Dasar
(SB) untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun 11 Gambar 6 Peta Respon Spektra Percepatan 10 Detik (S1) di Batuan Dasar
(SB) untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun 11 Gambar 7 Areal Aoh 13
Gambar 8 Denah Lokasi Proyek yang Ditinjau 15 Gambar 9 Diagram Alir Penelitian 17 Gambar 10 Layout Line Struktur Fly Over 18 Gambar 11 Input Material dan Penampang PCU Girder 19 Gambar 12 Penampang Superstruktur Jembatan 19 Gambar 13 Jenis Perletakan 20 Gambar 14 Input Kombinasi Pembebanan 20
Gambar 15 Input Respon Spektrum Wilayah Jakarta 21 Gambar 16 Akibat Kombinasi Pembebanan 21 Gambar 17 Pemodelan Struktur Fly Over 22
Gambar 18 Tampak Depan Struktur Fly Over 22
Gambar 19 Tampak Samping Struktur Fly Over 22
Gambar 20 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kiri 25 Gambar 21 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kanan 25
Gambar 22 Input Beban Truk ldquoTrdquo 26 Gambar 23 Input Pengaruh Temperatur 27 Gambar 24 Proyeksi Tumbukan pada Pier Terhadap Sumbu X dan Sumbu Y 27 Gambar 25 Peta Gempa untuk wilayah Jakarta 29 Gambar 26 Grafik Respon Spektrum Wilayah Jakarta Berdasarkan Peta Hazard
Gempa 2010 30 Gambar 27 Hasil Momen Akibat Berat Sendiri pada Jembatan 31
Gambar 28 Hasil Gaya Dalam Akibat Kombinasi Pembebanan ULS-5I 31
Gambar 29 Deformasi yang Terjadi pada Struktur Akibat Beban Hidup 32 Gambar 30 Pemodelan Pier 41
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1 42 Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1 42 Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2 43 Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2 43 Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1 44 Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2 44
DAFTAR LAMPIRAN
Lampiran 1 Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau Lampiran 2 Grafik Bore Log
Lampiran 3 Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier Lampiran 4 Layout Tendon U Girder Tipe F Lampiran 5 Layout Tendon Pier Head
Lampiran 6 Tulangan Deck Slab U Girder
Lampiran 7 Tulangan Girder Tipe F
Lampiran 8 Tulangan Pier Head
Lampiran 9 Tulangan Pier
DAFTAR NOTASI
a = tinggi blok tegangan tekan persegi ekivalen beton dalam analisis
kekuatan batas penampang beton bertulang akibat lentur
A = luas penampang m2
Ag = luas brutto penampang mm2
Aps = luas tulangan prategang dalam daerah tarik mm2
As = luas tulangan tarik non-prategang mm2
Av = luas tulangan geser dalam daerah sejarak s atau luas tulangan geser yang
tegak lurus terhadap tulangan lentur tarik dalam suatu daerah sejarak s
pada komponen struktur lentur tinggi mm2
b = lebar dari muka tekan komponen struktur mm
bw = lebar badan balok atau diameter dari penampang bulat mm
d = jarak dari serat tekan terluar ke pusat tulangan tarik mm
drsquo = tebal selimut beton mm
e = eksentrisitas (mm)
Ec = modulus elastisitas beton MPa
Es = modulus elastisitas tulangan MPa
f crsquo = kuat tekan beton yang disyaratkan pada umur 28 hari MPa
fpu = kuat tarik baja prategang MPa
fpe = tegangan tekan dalam beton akibat gaya prategang efektif saja (setelah
memperhitungkan semua kehilangan prategang) pada serat terluar dari
penampang dimana tegangan tarik terjadi akibat beban luar MPa
fs = tegangan dalam tulangan yang dihitung pada beban kerja
MPa
fy = tegangan leleh yang disyaratkan dari tulangan non-prategang
h = tinggi total komponen struktur mm
I = momen inersia penampang (mm4)
Jt = modulus puntir yang besarnya bisa diambil sebesar 04x2y
untuk penampang segiempat masif atau sebesar 04Σx2y untuk
penampang masif berbentuk T L atau I atau sebesar 2Ambw untuk
penampang berongga dinding tipis di mana Am adalah luas yang
dibatasi garis median dinding dari lubang tunggal (mm2)
L = panjang bentang jembatan m
Mcr = momen yang menyebabkan terjadinya retak lentur pada penampang
akibat beban luar
Mn = kekuatan momen nominal penampang Nmm
Mu = momen terfaktor akibat kombinasi pengaruh gaya luar yang terbesar
pada penampang Nmm
Nn = kekuatan aksial tekan penampang N
Nu = beban aksial terfaktor akibat kombinasi pengaruh gaya luar yang
terbesar yang tegak lurus pada penampang diambil positif untuk tekan
negatif untuk tarik dan memperhitungkan pengaruh dari tarik akibat
rangkak dan susut
Rn = besaran ketahanan atau kekuatan nominal dari penampang komponen
struktur
s = spasi dari tulangan geser atau puntir dalam arah paralel dengan tulangan
longitudinal mm
Tc = kuat puntir nominal yang disumbangkan oleh beton
Tn = kuat puntir nominal dari penampang komponen struktur
Ts = kuat puntir nominal yang disumbangkan oleh tulangan puntir
Tu = momen puntir terfaktor akibat kombinasi pengaruh gaya luar yang
terbesar pada penampang
Vc = kuat geser nominal yang disumbangkan oleh beton
Vn = kuat geser nominal dari penampang komponen struktur
Vs = kuat geser nominal yang disumbangkan oleh tulangan geser
Vu = gaya geser terfaktor akibat kombinasi pengaruh gaya luar yang terbesar
pada penampang
wc = berat jenis beton (kNm3)
W = berat komponen (kN)
x = dimensi terpendek bagian segiempat dari suatu penampang
y = dimensi terpanjang bagian segiempat dari suatu penampang
y = jarak tendon terhadap dimensi terluar dari beton
β1 = faktor tinggi blok tegangan tekan persegi ekivalen beban
ρ = rasio tulangan tarik non-prategang
ρrsquo = rasio tulangan tekan non-prategang
ρmin = rasio tulangan minimum terhadap luas penampang beton
ρb = rasio tulangan yang memberikan kondisi regangan yang seimbang
wc = berat jenis beton (kNm3)
= faktor reduksi kekuatan
σ = tegangan tendon prategang (MPa)
ω = indeks tulangan tarik non-prategang yang adalah = ρfyfcrsquo
ωrsquo = indeks tulangan tekan yang adalah = ρrsquofyfcrsquo
p = faktor yang memperhitungkan jenis tendon prategang
1
PENDAHULUAN
Dewasa ini peningkatan aktivitas perekonomian secara tidak langsung
semakin menuntut dibutuhkannya jaringan transportasi yang baik guna
memperlancar arus barang dan jasa Pesatnya perkembangan ilmu pengetahuan
dan teknologi juga telah menjadi salah satu faktor pendorong kemajuan di bidang
infrastruktur Dalam jaringan transportasi fungsi jalan dan jembatan sebagai
penghubung sebuah sistem memegang peranan yang sangat penting
Pembangunan Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok merupakan salah satu
contoh pentingnya jaringan jalan dalam sebuah sistem transportasi Struktur jalan
tol yang dibangun memerlukan perencanaan yang matang dari berbagai aspek
agar dapat memenuhi kebutuhan lalu lintas Sebuah jalan tol direncanakan
berdasarkan kebutuhan volume kendaraan yang melintas faktor daya dukung
tanah serta koneksi antar ruas jalan tol lainnya
Perencanaan struktur bangunan saat ini secara umum telah memasukkan
faktor gempa untuk menciptakan suatu struktur yang aman dan terhindar dari
kerusakan-kerusakan fatal akibat gempa Mengingat Indonesia terletak pada zona
tektonik yang sangat aktif ketahanan struktur bangunan terhadap gempa menjadi
sebuah hal yang perlu diperhitungkan Seperti halnya Jepang dan California
Indonesia termasuk dalam wilayah yang sangat rawan bencana gempa bumi Hal
ini dikarenakan tiga lempeng besar dunia dan sembilan lempeng kecil lainnya
saling bertemu di wilayah Indonesia serta membentuk jalur-jalur pertemuan
lempeng yang kompleks Keberadaan interaksi antar lempeng-lempeng tersebut
menempatkan Indonesia sebagai wilayah rawan gempa Dalam 6 tahun terakhir
diantaranya tercatat beberapa bencana gempa besar yang terjadi di wilayah Aceh
Nias Yogya dan Padang yang menyebabkan keruntuhan infrastruktur dan korban
jiwa
Gambar 1 Data Episenter Gempa Utama di Indonesia dan Sekitarnya untuk
Magnituda M ge 5 yang Dikumpulkan dari Berbagai Sumber dalam Rentang
Waktu 1900-2009
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
2
Latar Belakang
Suatu struktur yang dibangun perlu didesain sesuai dengan kriteria standar
perencanaan serta tahan terhadap beban gempa mengingat Indonesia terletak pada
zona tektonik yang aktif Perencanaan struktur tahan gempa sangat penting untuk
menciptakan struktur yang aman dan terhindar dari kerusakan-kerusakan fatal
akibat gempa
Perumusan Masalah
Berdasarkan kriteria standar perencanaan dan peta gempa terbaru perlu
dilakukan analisis terhadap struktur yang ditinjau dengan mengacu pada Peta
Hazard Gempa 2010 Pada penelitian ini dilakukan analisis struktur P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
Analisis dilakukan dengan membandingkan gaya dalam yang terjadi akibat
pembebanan terhadap kapasitas nominal dari struktur tersebut
Tujuan Penelitian
Tujuan dari penelitian ini adalah menganalisis struktur fly over P106-P107
(Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok seksi E2-A
terhadap beban gempa Hasil analisis yang berupa perhitungan jumlah tendon dan
tulangan kemudian dibandingkan dengan kondisi eksisting
Manfaat Penelitian
Manfaat dari penelitian ini adalah dapat mengaplikasikan ilmu pengetahuan
di bidang teknik sipil dan lingkungan
Ruang Lingkup Penelitian
Penelitian ini dilakukan dengan beberapa ruang lingkup sebagai berikut
1 Analisis dilakukan pada struktur P106-P107 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425)
Jenis pembebanan yang termasuk ke dalam analisis adalah berat sendiri
beban mati tambahan beban lalu lintas prategang suhu gaya rem tumbukan
beban angin dan beban gempa
2 Struktur fly over yang ditinjau adalah slab girder pier head dan pier
3 Analisis ketahanan gempa dilakukan dengan mengacu pada Peta Hazard
Gempa Indonesia 2010 menggunakan metode analisis gempa dinamis
4 Pemodelan struktur dan analisis gaya dalam dilakukan menggunakan program
CSI Bridge Versi 15
5 Analisis dilakukan dengan membandingkan jumlah tendon dan tulangan hasil
evaluasi dengan kondisi eksisting
3
TINJAUAN PUSTAKA
Jembatan
Jembatan merupakan salah satu infrastruktur yang berperan penting dalam
kehidupan manusia Jembatan juga menjadi elemen kunci dalam sebuah sistem
transportasi karena merupakan pengontrol kapasitas daripada sistem tersebut baik
dari segi berat maupun volume lalu lintas Berdasarkan bahan konstruksinya
jembatan dapat dibedakan menjadi beberapa macam antara lain jembatan kayu
jembatan beton bertulang jembatan beton prategang jembatan baja dan jembatan
komposit Penggunaan bahan penyusun jembatan tergantung daripada kebutuhan
desain konstruksi (Supriyadi dan Muntohar 2007)
Secara umum struktur suatu jembatan dapat dibagi menjadi 2 bagian yaitu
struktur atas dan struktur bawah Struktur atas (superstructure) merupakan bagian
yang menerima beban langsung yang meliputi berat sendiri beban mati beban
mati tambahan beban lalu-lintas dan beban lingkungan Struktur atas jembatan
umumnya meliputi slab lantai kendaraan girder balok diafragma dan tumpuan
(bearing) Struktur bawah (substructure) jembatan berfungsi memikul seluruh
beban struktur atas dan beban lain yang ditimbulkan oleh lingkungan untuk
disalurkan ke dalam tanah Struktur bawah terdiri dari kolom (pier) pile cap dan
pondasi (Barker and Pucket 2007)
Gambar 2 Contoh Struktur Sebuah Jembatan
Sumber httpenblogunikomacidbridge-structure694
Beton Prategang (Prestressed Concrete)
Beton memiliki kuat tekan yang tinggi namun lemah terhadap kuat tarik
Gaya tarik yang bekerja tersebut dapat menyebabkan retak (crack) dan patah
Beton polos (unreinforced concrete) hanya dapat digunakan pada kasus material
mengalami beban tekan atau pada kondisi tegangan tarik yang sangat rendah
sehingga beton perlu diperkuat dengan tulangan baja yang memiliki kuat tarik
tinggi Pada beton bertulang retak dan defleksi pada dasarnya tidak dapat kembali
apabila komponen struktur tersebut telah mencapai kondisi batas pada saat
mengalami beban kerja Karena rendahnya kapasitas tarik pada beton maka retak
lentur terjadi pada taraf pembebanan yang masih rendah Untuk mengurangi
4
atau mencegah berkembangnya retak tersebut gaya konsentris atau eksentris
diberikan dalam arah longitudinal elemen struktural Gaya ini mencegah
berkembangnya retak dengan cara mengeliminasi atau sangat mengurangi
tegangan tarik di bagian tumpuan dan daerah kritis pada kondisi beban kerja
sehingga dapat meningkatkan kapasitas lentur geser dan torsional penampang
tersebut Gaya longitudinal tersebut merupakan gaya prategang yaitu gaya tekan
yang memberikan prategangan pada penampang di sepanjang bentang suatu
elemen struktural sebelum bekerjanya beban mati dan beban hidup transversal
atau beban hidup horizontal transien (Nawy 2001)
Beton prategang adalah beton bertulang yang diberi tegangan dalam untuk
mengurangi tegangan tarik potensial dalam beton akibat beban kerja Pada beton
bertulang tulangan di dalam komponen struktur tidak memberikan gaya dari
dirinya pada komponen struktur tersebut suatu hal yang berlawanan dengan aksi
baja prategang Baja tendon yang dibutuhkan untuk menghasilkan gaya prategang
di dalam komponen struktur prategang secara aktif memberikan beban awal pada
komponen struktur sehingga memungkinkan terjadinya pemulihan retak dan
defleksi Apabila kuat tarik lentur beton terlampaui komponen struktur prategang
mulai beraksi seperti elemen beton bertulang (Nawy 2001)
Gambar 3 Konsep Perbedaan Beton Bertulang (Reinforced Concrete) dan Beton
Prategang (Prestressed Concrete)
Sumber httpptsindianetdesign_criteriahtml
Pada beton prategang tegangan permanen diberikan di komponen struktur
sebelum seluruh beban mati dan beban hidup bekerja agar tegangan tarik netto
yang ditimbulkan oleh beban-beban tersebut dapat dieliminasi atau sangat
dikurangi Komponen struktur prategang mempunyai tinggi lebih kecil
dibandingkan beton bertulang untuk kondisi bentang dan beban yang sama akibat
eliminasi tegangan tarik netto yang ditimbulkan oleh beban dengan adanya
struktur prategang (Nawy 2001)
Terdapat dua teknik prategang pada beton yaitu pre-tensioning dan post-
tensioning Teknik pre-tensioning adalah pemberian tegangan pada tendon
sebelum beton dicor Teknik ini pada prinsipnya digunakan untuk
5
konstruksi jembatan bentang pendek yang menggunakan balok jembatan standar
Teknik post-tensioning merupakan pemberian tegangan yang dilakukan setelah
beton dicor
Standar Perencanaan Jembatan
Terdapat dua pendekatan dalam perencanaan sebuah struktur jembatan yaitu
rencana tegangan kerja dan rencana keadaan batas (ultimit)
1 Rencana Tegangan Kerja
Pendekatan ini merupakan pendekatan elastis yang digunakan untuk
memperkirakan kekuatan atau stabilitas dengan membatasi tegangan dalam
struktur sampai tegangan izin Tegangan izin tersebut dibuat dengan membuat
beberapa toleransi untuk stabilitas tidak linear dan pengaruh bahan pada
kekuatan struktur terisolasi dengan membagi kekuatan ultimate dengan faktor
keamanan (SF)
Pendekatan menggunakan tegangan kerja memiliki kelemahan yaitu kurangnya
efisiensi dalam mencapai tingkat keamanan yang konsisten bila faktor keamanan
digunakan pada bahan saja
2 Rencana Keadaan Batas (Ultimate)
Pada rencana keadaan batas margin keamanan digunakan lebih merata
pada seluruh struktur melalui penggunaan faktor keamanan parsial Tidak seperti
cara tegangan kerja yang mana faktor keamanan digunakan hanya untuk bahan
dalam rencana keadaan batas faktor keamanan terbagi antara beban dan bahan
faktor reduksi kekuatan x kapasitas nominal ge faktor beban x beban nominal
Rencana keadaan batas lebih rasional dibandingkan pendekatan tegangan kerja
Perencanaan yang dihasilkan oleh penggunaan prinsip keadaan batas akan lebih
ekonomis dan akan menghasilkan jembatan dengan kemampuan kapasitas dan
kekuatan yang merata
Pembebanan Pada Jembatan
Jenis-jenis beban yang perlu diperhitungkan dalam merancang suatu jembatan
menurut RSNI T-02-2005 tentang Standar Pembebanan untuk Jembatan adalah
sebagai berikut
1 Beban Mati (Dead Load)
Berat sendiri dan beban mati tambahan termasuk ke dalam kategori beban mati
A Berat Sendiri
Berat sendiri struktur merupakan semua beban tetap yang berasal dari
berat bangunan dan elemen-elemen struktural lain yang dipikulnya Termasuk
dalam hal ini adalah berat bahan dan bagian jembatan yang merupakan
6
elemen struktural ditambah dengan elemen non struktural yang dianggap tetap
Perhitungan berat sendiri dapat dilakukan menggunakan rumus
(1)
Keterangan
berat komponen persatuan volume (kNm3)
bentang jembatan (m)
luas penampang (m2)
Nilai berat komponen persatuan volume atau berat isi untuk berbagai jenis bahan
telah tercantum pada RSNI T-02-2005
Tabel 1 Berat Jenis untuk Beban Mati (kNm3)
No Bahan BeratSatuan Isi (kNm3) KerapatanMasa (kgm
3)
1 Campuran aluminium 2627 2720
2 Lapisan permukaan beraspal 22 2240
3 Besi tuang 71 7200
4 Timbunan tanah dipadatkan 172 1760
5 Kerikil dipadatkan 188-227 1920-2320
6 Aspal beton 22 2240
7 Beton ringan 1225-196 1250-2000
8 Beton 220-250 2240-2560
9 Beton prategang 250-260 2560-2640
10 Beton bertulang 235-255 2400-2600
11 Timbal 111 11400
12 Lempung lepas 125 1280
13 Batu Pasangan 235 2400
14 Neoprin 113 1150
15 Pasir kering 157-172 1600-1760
16 Pasir basah 180-188 1840-1920
17 Lumpur lunak 172 1760
18 Baja 77 7850
19 Kayu (ringan) 78 800
20 Kayu (keras) 11 1120
21 Air murni 98 1000
22 Air garam 10 1025
23 Besi tempa 755 7680
7
B Beban Mati Tambahan (Superimposed Dead Load)
Beban mati tambahan adalah berat seluruh bahan yang membentuk suatu
beban pada jembatan yang merupakan elemen non struktural dan besarnya dapat
berubah selama umur jembatan Beban mati tambahan dapat berupa utilitas pada
saat pengerjaan jembatan berat pelapisan kembali permukaan jembatan parapet
trotoar lampu jembatan pipa air serta sarana lainnya yang dipikul langsung oleh
jembatan
2 Beban Hidup (Live Load)
Beban hidup terdiri dari semua beban bergerak yang bekerja pada deck
jembatan Beban hidup terdiri dari beban kendaraan kereta maupun beban
pejalan kaki Beban hidup dapat tersebar merata sepanjang deck seperti beban
padatnya lalu lintas dan beban kereta api yang panjang ataupun dapat berupa
beban terpusat seperti beban truk berat tunggal poros dan lokomotif Beban lalu
lintas untuk perencanaan jembatan terdiri atas beban lajur ldquoDrdquo dan beban truk ldquoTrdquo
A Beban Lajur ldquoDrdquo
Beban Lajur ldquoDrdquo bekerja pada seluruh lebar lajur kendaraan dan
menimbulkan pengaruh pada jembatan yang ekuivalen dengan rangkaian
kendaraan yang sebenarnya Jumlah total beban lajur ldquoDrdquo yang bekerja tergantung
pada lebar lajur kendaraan jembatan Beban lajur D terdiri dari beban terbagi rata
(BTR) yang digabung dengan beban garis (BGT)
Beban Terbagi Rata (BTR)
Beban terbagi rata mempunyai intensitas q (KPa) dimana besarnya q tergantung
pada panjang total yang dibebani L seperti berikut
L le 30 m q = 90 kPa (2)
L gt 30 m q = 90 ( 05 15
L ) kPa (3)
Dengan pengertian
q = intensitas beban terbagi rata (BTR) dalam arah memanjang jembatan
Beban Garis Terpusat (BGT)
Beban garis dengan intensitas p kNm harus ditempatkan tegak lurus terhadap
arah lalu lintas pada jembatan Besarnya intensitas p adalah 490 kNm
B Beban Truk ldquoTrdquo
Pembebanan truk ldquoTrdquo merupakan kendaraan berat dengan jumlah 3 as Berat
dari masing-masing as disebarkan menjadi 2 beban merata sama besar yang
merupakan bidang kontak antara roda dengan permukaan lantai yang dimaksud
agar mewakili pengaruh roda kendaraan berat Terlepas dari panjang jembatan
atau susunan bentang hanya ada satu kendaraan truk ldquoTrdquo yang bisa ditempatkan
pada satu lajur lalu lintas rencana Kendaraan truk ldquoTrdquo harus ditempatkan
ditengah-tengah lajur lalu lintas rencana
8
3 Beban Angin
Tabel 2 Faktor Beban Akibat Beban Angin
Keadaan Batas
Lokasi
sampai 5 km dari pantai
(mdetik)
gt 5 km dari pantai
(mdetik)
Daya Layan 30 25
Ultimit 35 30
Faktor beban tersebut tidak berlaku untuk jembatan besar atau penting
seperti yang ditentukan oleh instansi yang berwenang Jembatan-jembatan
demikian harus diselidiki secara khusus akibat pengaruh beban angin termasuk
respons dinamis jembatan Gaya nominal ultimit dan daya layan jembatan akibat
pengaruh angin TEW tergantung kecepatan angin rencana seperti berikut
TE = 00006 Cw w 2Ab [kN] (4)
Keterangan
w kecepatan angin rencana (ms) untuk keadaan batas yang ditinjau
koefisien seret
luas koefisien bagian samping jembatan (m2)
Tabel 3 Koefisien Seret
Tipe Jembatan
Bangunan atas massif
bd = 10
bd = 20
bd ge 60
Bangunan atas rangka
21
15
125
12 Keterangan
b lebar keseluruhan jembatan dihitung dari sisi luar sandaran
d tinggi bangunan atas termasuk tinggi bagian sandaran yang masif
Harga antara dari bd bias diinterpolasi linier
Apabila bangunan atas mempunyai superelevasi harus dinaikkan sebesar 3
untuk setiap superelevasinya dengan kenaikan maksimum 25
4 Beban Gempa
Standar perencanaan ketahanan gempa untuk jembatan diatur dalam SNI
28332008 Standar tersebut membahas analisis dinamis dan digunakan untuk
merencanakan struktur jembatan tahan gempa sehingga kerusakan terjadi
setempat dan mudah diperbaiki struktur tidak runtuh dan dapat dimanfaatkan
kembali Analisis dinamis diperlukan sebagai verifikasi bila kinerja struktur
terhadap gempa tidak diwakili sepenuhnya oleh prosedur perhitungan statis dan
semi dinamis Cara spektral moda tunggal dan majemuk dengan atau tanpa
pengaruh interaksi tanah merupakan perhitungan semi-dinamis Analisis dinamis
dengan cara riwayat waktu sering menggunakan rekaman akselerasi gempa dari
luar sehingga perlu disesuaikan dengan akselerasi puncak (Peak Ground
Acceleration) untuk wilayah gempa yang ditinjau Pilihan prosedur analisis gempa
9
tergantung pada tipe jembatan besarnya koefisien akselerasi gempa dan tingkat
kecermatan
Perencanaan suatu struktur tahan gempa perlu mempertimbangkan faktor
percepatan puncak (PGA) respon spektra percepatan di batuan dasar untuk
perioda pendek 02 detik (Ss) dan untuk perioda 10 detik (S1) Ketiga nilai
tersebut dapat diperoleh menggunakan peta Hazard gempa Indonesia 2010
Penentuan kelas situs tanah (klasifikasi site) merupakan tahapan awal dalam
perencanaan beban gempa dengan terlebih dahulu mencari nilai N
N = Σi=1 tim
Σi=1
tiNi
frasl
m (5)
Kelas situs tanah dapat ditentukan berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia
2010 menggunakan tabel berikut
Tabel 4 Penentuan Kelas Situs Tanah
Kelas Situs (mdetik) Su(kPa)
SA (Batuan Keras) gt 1500 NA NA
SB (Batuan) 750-1500 NA NA
SC (Tanah Keras) 350-750 gt 50 gt 100
SD (Tanah Sedang) 175-350 15-50 50-100
SE (Tanah Lunak) lt 175 lt 15 lt 50
Setiap profil tanah yang mengandung lebih dari 3m tanah dengan karakteristik
sebagai berikut
1 Indeks plastisitas PI gt 20
2 Kadar air w ge 40 dan
3 Kadar geser niralir Su lt 25 kPa
SF (Tanah Khusus) Setiap profil lapisan tanah yang memiliki salah satu atau
lebih dari karakteristik berikut
1 Rawan dan berpotensi gagal atau runtuh akibat beban gempa seperti mudah
likuifaksi lempung sangat sensitif tanah tersegmentasi rendah
2 Lempung sangat organik atau gambut (ketebalan H gt 3 m)
3 Lempung berplastisitas sangat tinggi (ketebalan H gt 75 m dengan PI gt 75)
4 Lapisan lempung lunakmedium kaku (ketebalan H gt 35 m dengan Su lt 50 kPa
Keterangan NA = tidak dapat dipakai
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
Selanjutnya akselerasi respons spektra puncak dapat dihitung dengan
persamaan
SMS = Fa Ss (6)
SM1 = Fv S1 (7)
Keterangan
SMS = akselerasi respons spektra puncak pada periode pendek
SM1 = akselerasi respons spektra puncak pada periode 1 detik
Ss = nilai spektra percepatan untuk periode pendek 02 detik di batuan dasar
S1 = nilai spektra percepatan untuk periode 10 detik di batuan dasar
Fa = koefisien periode pendek
Fv = koefisien periode 1 detik
Nilai koefisien dan dapat ditentukan menggunakan Tabel 4 dan 5 Nilai
Ss dan S1 diperoleh dari Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
10
Tabel 5 Nilai Koefisien Fa
Ss
Klasifikasi
Site SS le 025 SS = 05 SS = 075 SS = 10 SS ge 125
SA 08 08 08 08 08
SB 10 10 10 10 10
SC 12 12 11 10 10
SD 16 14 12 11 10
SE 25 17 12 09 09
SF SS
Tabel 6 Nilai Koefisien Fv
S1
Klasifikasi
Site S1 le 01 S1 = 02 S1 = 03 S1 = 04 S1 ge 05
SA 08 08 08 08 08
SB 10 10 10 10 10
SC 17 16 15 14 13
SD 24 20 18 16 15
SE 35 32 28 24 24
SF SS
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
Desain parameter akselerasi spektra dihitung menggunakan persamaan
SDS =
SMS (8)
SD1 =
SM1 (9)
Faktor
diperoleh dari hasil konversi dari gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
Pembuatan respon spektrum menggunakan persamaan berikut
Sa = SDS 04 06 T
To) untuk (10)
Sa = SDS untuk (11)
Sa = SD1
T untuk (12)
Sa = SD1TL
T2 untuk (13)
Nilai dan dihitung menggunakan persamaan
T0 = 02 SD1
SDS (14)
TS = SD1
SDS (15)
dimana TL = waktu transisi periode panjang
Sa = akselerasi spektra
SDS = desain parameter akselerasi respon spektra periode pendek
SD1 = desain parameter akselerasi respon spektra periode 1 detik
SMS = akselerasi respon spektra puncak periode pendek
SM1 = akselerasi respon spektra puncak periode 1 detik
Berdasarkan nilai Sa dan T dapat dibuat grafik respon spektrum seperti berikut
11
Gambar 4 Desain Respon Spektrum
Sumber ASCE 07-2010
Gambar 5 Peta Respon Spektra Percepatan 02 Detik (SS) di Batuan Dasar (SB)
untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun
Gambar 6 Peta Respon Spektra Percepatan 10 Detik (S1) di Batuan Dasar (SB)
untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
12
Desain dan Perhitungan Balok
Rumus-rumus yang digunakan pada analisis struktur balok mengacu pada RSNI
T-02-2005 dan RSNI T-12-2004
1 Tulangan lentur balok
Tegangan analitis batas baja prategang fps (untuk perhitungan kekuatan
batas nominal penampang beton prategang) harus diambil tidak melebihi fpy
Jika tidak tersedia perhitungan yang lebih tepat dan tegangan efektif pada
tendon fpe tidak kurang dari 05 fpu tegangan analitis batas baja prategang fps
dalam tendon yang terlekat penuh dapat diambil sebesar
fps= fpu (1- p
β1[ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) (16)
Jika pengaruh tulangan tekan diperhitungkan pada saat menghitung fps dengan
persamaan (16) maka nilai [ρp
fpu
fc
d
dp ω - ω ] harus diambil tidak kurang dari
017 dan nilai drsquo tidak lebih dari 015
Keterangan
p = faktor yang memperhitungkan jenis tendon prategang dengan nilai
055 untuk fpy
fpu ge 080
040 untuk fpy
fpu ge 085
028 untuk fpy
fpu ge 090
β1 = faktor tinggi blok tegangan tekan persegi ekuivalen beban dimana
β1 = 085 untuk fc le 30 MPa
β1 = 085 ndash 0008 (fc - 30) untuk fc ge 30 MPa (17)
Perencanaan momen lentur harus didasarkan pada
Mu le Mn (18)
Nilai Mn dihitung dengan persamaan
Mn = 08 Apsfps (d -a
2 ) As fy (d -
a
2 )+ (19)
Jarak antar tulangan dihitung menggunakan persamaan
Apsfps As fy = 085 fc ab (20)
2 Tulangan Geser Balok
Perencanaan tulangan geser harus didasarkan pada
u le n (21)
Dimana nilai adalah kuat geser nominal yang dihitung menggunakan
persamaan
n= c s (22)
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton pada struktur yang dibebani geser
dan lentur saja dapat dihitung menggunakan persamaan sebagai berikut
13
c= (radicf c
6) bwd (23)
Kuat geser yang disumbangkan oleh tulangan geser untuk tulangan geser yang
tegak lurus terhadap sumbu aksial komponen struktur dapat dihitung
menggunakan persamaan
s= Av fy d
s (24)
Kekuatan lentur dari balok beton bertulang sebagai komponen struktur jembatan
harus direncanakan dengan menggunakan cara ultimit atau cara Perencanaan
berdasarkan Beban dan Kekuatan Terfaktor (PBKT)
3 Kekuatan Puntir Balok
Kekuatan puntir balok harus didasarkan pada
Tu le Tn (25)
Dimana puntir nominal Tn bisa dihitung sebagai penjumlahan dari puntir nominal
yang disumbangkan oleh beton Tc dan puntir nominal yang disumbangkan oleh
tulangan Ts dengan rumus
Tn= Tc Ts (26)
Dimana
Tc= Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
(27)
Ts= fy (Asw
s) 2 Act cot t (28)
Persamaan tersebut digunakan dalam menghitung nilai kekuatan puntir nominal
tulangan dengan nilai t = 45o untuk beton non prategang dan t=375
o untuk
beton prategang
Untuk sengkang tertutup dapat dihitung Asw
sle 02
y1
fyf (29)
Tn=2AoAtfyv
scot (30)
Dengan dapat diambil sebesar 085
Gambar 7 Areal Aoh
14
Tulangan longitudinal tambahan yang diperlukan untuk menahan puntir dapat
dihitung menggunakan persamaan
Al= (At
s) ρ
h
fyv
fyt cot2 (31)
Desain dan Perhitungan Kolom
Pengaruh kelangsingan kolom dapat diabaikan untuk komponen struktur tekan tak
bergoyang apabila dipenuhi klu
r le 34- (12
M1
M2) (32)
Untuk komponen struktur tekan bergoyang pengaruh kelangsingan dapat
diabaikan apabila klu
r le 22 (33)
Beberapa persyaratan tulangan memanjang untuk kolom antara lain memiliki
luas tidak kurang dari 001 Ag dan tidak melebihi 008 Ag kecuali jika jumlah dan
penempatan tulangan mempersulit penempatan dan pemadatan beton pada
sambungan dan persilangan dari bagian-bagian komponen maka batas maksimal
rasio tulangan perlu dikurangi
Rasio tulangan spiral ρs tidak boleh kurang dari
ρs= 045 (
Ag
Ac-1)
f c
fy (34)
Software CSI Bridge
Computers and Structures Inc (CSI) Bridge merupakan salah satu software
yang dikembangkan oleh pihak CSI yang merupakan pelopor dalam
pengembangan software untuk analisis struktur dan gempa Tahap pemodelan
analisis dan desain dari struktur sebuah jembatan telah diintegrasikan dalam
software CSI Bridge untuk menciptakan perangkat komputer engineering yang
mendasar Dengan menggunakan CSI Bridge dapat didesain jembatan beton
maupan baja dengan cepat dan mudah Fitur parametric modeller memungkinkan
pengguna untuk membuat model jembatan sederhana hingga kompleks dan
membuat perubahan secara efisien dalam melakukan kontrol pada desain
(httpwwwcsiamericacomcsibridge)
Software PCA Col
PCAColumn (PCA Col) merupakan software yang dirancang untuk
mendesain dan memeriksa kapasitas penampang beton bertulang terhadap gaya
aksial dan momen lentur Bentuk penampang benton dapat berupa persegi empat
lingkaran hingga tidak beraturan dengan berbagai macam susunan dan pola
tulangan Selain itu efek kelangsingan kolom juga dapat diperhitungkan Dari
program tersebut dapat diperoleh diagram interaksi gaya aksial (P) dan momen
lentur (M) baik dalam sumbu uniaksial maupun biaksial dimana Mx dan My juga
dapat diplot terhadap sumbu biaksial dari kolom dan dinding geser yang tidak
beraturan (httppcacolumnsoftwareinformercom)
15
METODOLOGI
Waktu dan Tempat
Penelitian dilakukan pada bulan Februari ndash Juni 2013 yang diawali dengan
pengumpulan data Data penelitian diperoleh dari Satuan Kerja Pelaksanaan Jalan
Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A Struktur yang ditinjau adalah fly over
P106-P107 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425)
Gambar 8 Denah Lokasi Proyek yang Ditinjau
Proyek pembangunan jalan bebas hambatan Tanjung Priok merupakan
program strategis pemerintah dalam rangka meningkatkan kapasitas jaringan
transportasi kota Jakarta khususnya Jakarta Utara Proyek ini menjadi salah satu
upaya pengembangan Kawasan Strategis Nasional Tanjung Priok sebagai pusat
kegiatan ekspor-impor yang saat ini telah menempati peringkat ke-24 dunia untuk
arus peti kemas Jalan bebas hambatan yang dibangun berfungsi sebagai jalan
pintas untuk meningkatkan akses terhadap pelabuhan dan dalam jangka panjang
juga berfungsi sebagai penghubung ruas tol Jakarta Outer Ring Road (JORR)
dengan Jakarta Inter Urban Toll (JIUT)
Alat dan Bahan
Alat yang digunakan dalam penelitian ini adalah sebagai berikut
1 Komputer Intel CoreTM
Duo Processor T6600
2 Program CSI Bridge Versi 15 dan PCA Col
3 Program Microsoft Office Excel 2010
4 Program Autocad 2010
Bahan penelitian merupakan data sekunder berupa shop drawing Proyek Jalan
Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A yaitu data struktur P106-P107
16
Penggunaan shop drawing dikarenakan belum tersedianya data as built drawing
Data-data yang diperoleh meliputi
1 Denah dan gambar detail struktur fly over P106-P107 yang meliputi layout
fly over dimensi struktur jembatan serta gambar detail tendon dan tulangan
Struktur yang ditinjau memiliki kriteria desain sebagai berikut
a) Slab
Kuat tekan beton ( ) = 30 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic30 MPa = 2574296 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
b) PCU Girder
Kuat tekan beton ( ) = 40 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic40 MPa = 2972541 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Kuat tarik putus ( = 1860 MPa
Kuat leleh baja prategang ( ) = 1670 MPa
c) Pier Head
Kuat tekan beton ( ) = 35 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic40 MPa = 2780557 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Kuat tarik putus ( = 1860 MPa
Kuat leleh baja prategang ( ) = 1670 MPa
d) Pier
Tipe = Y Pier
Kuat tekan beton ( ) = 30 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic30 MPa = 2574296 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Tinggi pier ( ) = 22 m
Lebar pier ( = 35 m
Tebal pier ( ) = 45 m
e) Data soil investigation Bore Log (Lampiran 2)
2 Standar dan peraturan perencanaan sebagai berikut
RSNI T-02-2005 ldquoPembebanan untuk Jembatanrdquo
SNI 2833 2008 ldquoStandar Perencanaan Ketahanan Gempa untuk Jembatanrdquo
RSNI T-12-2004 ldquoPerencanaan Struktur Beton untuk Jembatanrdquo
SNI 03-3847-2002 ldquoTata Cara Perhitungan Struktur Beton untuk Bangunan
Gedungrdquo
17
Tahapan Penelitian
Tahapan penelitian tersaji dalam diagram alir sebagai berikut
Keterangan
1 Data sekunder merupakan shop drawing kontraktor PT Obayashi-Jaya
Konstruksi JO yang digunakan dalam penelitian ini sebagai acuan dalam
pemodelan jembatan
2 Peraturan dan standar perencanaan terkait dengan penelitian ini adalah Standar
Nasional Indonesia Peraturan pembebanan jembatan terdapat dalam RSNI T-
02-2005 Perencanaan ketahanan gempa untuk jembatan terdapat dalam SNI
2833 2008 Perencanaan struktur beton untuk jembatan terdapat dalam RSNI
T-12-2004
Mulai
Pengumpulan Data Penelitian dan Bahan Rujukan
Program CSI Bridge
Pemodelan
Struktur
Input
Pembebanan
Input
Spektrum Gempa
Gaya Dalam
Desain
Ulang
Tulangan
Selesai
Aman
Mu le Mn
u le n
Tu le Tn
Tidak
Ya
Gambar 9 Diagram Alir Penelitian
18
3 Program CSI Bridge digunakan untuk mempermudah dalam menganalisis
gaya dalam (internal force) yang bekerja akibat pembebanan Setelah
dilakukan pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum dapat
diperoleh nilai gaya dalam ultimit Analisis gaya dalam dilakukan dengan
membandingkan gaya dalam ultimit yang terjadi akibat pembebanan dengan
kapasitas nominal struktur fly over yang ditinjau
Pemodelan Struktur
a) Layout fly over
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri
dari 2 ruas jembatan kiri dan kanan dimana panjang 1 bentang (span)
sebesar 3575 m dengan jumlah bentang yang dianalisis sebanyak 3 span
Pendefinisian layout fly over pada program CSI Bridge dapat
menggunakan bridge wizard di menu Home
Gambar 10 Layout Line Struktur Fly Over
b) Material konstruksi dan penampang
Beton dengan = 30 MPa untuk slab dan pier
Beton dengan = 35 MPa untuk pier head
Beton dengan = 40 MPa untuk PCU Girder
Baja tulangan U39 dengan = 390 MPa
Baja tendon dengan fpy=1670 MPa dan fpu= 1860 MPa
19
Input material dilakukan pada menu Home-Bridge Wizard-Materials seperti pada
Gambar 12 berikut Sedangkan pemodelan penampang dilakukan pada menu
Components-Properties-Frame Properties-New-Frame Section Property Type
concrete-Precast U
Gambar 11 Input Material dan Penampang PCU Girder
Pendefinisian jumlah girder jarak antar girder dan tebal slab dilakukan pada
menu Components-Superstructure Deck Sections-New-Precast U Girder
Gambar 12 Penampang Superstruktur Jembatan
20
c) Jenis perletakan adalah tipe sendi-rol yang didefinisikan pada menu Home-
Bridge Wizards-Bearings
Gambar 13 Jenis Perletakan
d) Input pembebanan
Kombinasi pembebanan mengacu pada RSNI T-02-2005 Input
kombinasi pembebanan dilakukan pada menu DesignRating ndash Load
Combination ndash Add New Load Combination ndash Masukkan Load Case Name ndash
Load Case Type ndash Scale Factor ndash OK Contoh kombinasi pembebanan yang
telah diinputkan pada CSI Bridge terlihat pada gambar berikut
Gambar 14 Input Kombinasi Pembebanan
e) Input Respon Spektrum
Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 dibuat respon spektrum untuk
analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
21
CSI Bridge Respon spektrum diinputkan pada menu Loads ndash Functions ndash Respon
Spectrum ndash Add New Function ndash Pilih User ndash Masukkan Damping Ratio 005 ndash
Masukkan nilai Period dan Acceleration (Diperoleh dari hasil perhitungan
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010) ndash OK Pembuatan respon spektrum
gempa secara lebih rinci dijelaskan pada bab pembahasan
Gambar 15 Input Respon Spektrum Wilayah Jakarta
f) Hasil Gaya Dalam
Setelah pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum
struktur dapat dianalisis pada menu Analysis ndash Run Analysis ndash Pilih Load Case
yang ingin dianalisis ndash Run Analysis Hasil gaya dalam dapat ditampilkan pada
menu Home ndash Display ndash Show Bridge Superstructure Forces
Gambar 16 Contoh Momen Akibat Kombinasi Pembebanan
22
HASIL DAN PEMBAHASAN
Model Struktur Jembatan
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri dari 2
ruas jembatan kiri dan kanan dengan panjang total 10725 m Struktur terdiri dari
3 span dimana panjang satu span 3575 m Superstruktur jembatan ruas kiri terdiri
dari 4 girder dan ruas kanan terdiri dari 5 girder dengan tipe PCU dan memiliki
superelevasi sebesar 2 Struktur fly over tersebut ditopang oleh dua kolom cast
in site tipe Y-Pier dengan tinggi 22 m
Gambar 17 Pemodelan Struktur Fly Over
Gambar 19 Tampak Samping Struktur Fly Over
145 m 18 m
L total = 10725 m
Gambar 18 Tampak Depan Struktur Fly Over
23
Input Pembebanan
Pembebanan yang diinputkan pada program CSI Bridge mengacu pada
RSNI T-02-2005 (Tabel 40) mengenai Peraturan Pembebanan untuk Jembatan
dengan ragam kombinasi pada kondisi ultimit (Ultimate Limit States) sebagai
berikut
Tabel 7 Kombinasi Pembebanan
Nama
Kombinasi
Aksi
Permanen Aksi Transien Aksi Khusus
MS MA PS TD TT TB ET EW TTC
EQ-
X
EQ-
Y
ULS-1A 13 2 1 198 198 132
ULS-1B 13 2 1 198 198 132
ULS-1C 13 2 1 198 198 132
ULS-1D 13 2 1 198 198 132
ULS-4A 13 2 1 132 132
ULS-5A 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5B 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5C 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5D 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5E 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5F 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5G 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5H 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5I 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5J 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5K 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5L 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-5M 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5N 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5O 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5P 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-6A 13 2 1 198 198 1
ULS-6B 13 2 1 198 198 1
Keterangan
MS = Berat Sendiri
MA = Beban Mati Tambahan
PS = Pengaruh Prategang
TD = Beban Lajur ldquoDrdquo
TT = Beban Truk ldquoTrdquo
TB = Gaya Rem
ET = Beban Temperatur
EW = Beban Angin
TTC = Beban Tumbukan
EQ-X = Beban gempa dalam arah X
EQ-Y = Beban gempa dalam arah Y
24
Besarnya nilai beban-beban yang terjadi dapat dijabarkan dalam contoh
perhitungan sebagai berikut
1 Berat sendiri
PCU-Girder dan Slab
wc girder = 25 kNm3
wc slab = wc pier = 24 kNm3
Luas (A) girder = A satu girder x jumlah girder = 11915 m2 x 9 = 107235 m
2
A slab = tebal slab x lebar total jembatan = 025 m x (18 m+145 m) = 8125 m2
Berat girder = A girder x panjang total jembatan x wc girder
= 107235 m2 x 10725 m x 25 kNm
3
= 2875238 kN
Berat slab = A slab x panjang total jembatan x wc slab
= 10723 m2 x 10725 m x 24 kNm
3
= 2091375 kN
Pier
A pier segmen 1 = 2 m x 45 m = 9 m2
A pier segmen 2 = 20565 m2
Panjang pier segmen 1 = 7088 m
Panjang pier segmen 2 = 17147 m
Berat pier segmen 1 = A pier x panjang pier x wc pier
= 9 m2 x 7088 m x 24 kNm
3 = 153103 kN
Berat pier segmen 2 = A pier x panjang pier x wc pier
= 20565 m2 x 17147 m x 24 kNm
3
= 8463073 kN
Berat pier = 153103 kN + 8463073 kN = 9994103 kN
Total berat sendiri = Berat girder + slab + pier
= 2875238 kN + 2091375 kN + 9994103 kN
= 5966023 kN
2 Beban Mati Tambahan
Aspal
wc aspal = 22 kNm3
Tebal aspal = 75 cm
Perhitungan beban mati tambahan dengan menggunakan persamaan (1)
dapat dijabarkan sebagai berikut
Berat aspal = wcLA
= 22 kNm3 x 10725 m x (325 m x 0075 m)
= 5751281 kN
Parapet
wc parapet = 24 kNm3
A parapet = 0526 m2
Berat parapet = wcLA
= 24 kNm3 x 10725 m x 0526 m
2
= 1353924 kN
Total beban mati tambahan = berat aspal + parapet
= 5751281 kN + 1353924 kN
= 7105205 kN
25
3 Beban Lajur D
Beban Terbagi Rata (BTR)
Terdiri dari 7 kombinasi arah longitudinal dengan jumlah lajur
jembatan ruas kiri = 4 lajur dan jembatan ruas kanan = 5 lajur
Total kombinasi arah longitudinal
Jembatan Kiri = 7 x 4 = 28 kombinasi
Jembatan Kanan = 7 x 5 = 35 kombinasi
Terdiri dari 3 kombinasi dalam arah transversal dengan jarak dan
intensitas beban sebagai berikut
Jembatan Kiri
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 28 x 3
= 84 kombinasi
Jembatan Kanan
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 35 x 3
= 105 kombinasi
Nilai q dihitung menggunakan persamaan (3) untuk panjang 1 bentang gt 30 m
dimana panjang 1 span fly over = 3575 m
Contoh perhitungan nilai q sebagai berikut
q = 90 (05 15
3575 ) = 828 kPa
Gambar 20 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kiri
Gambar 21 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kanan
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
100 50
Keterangan
Keterangan
100 50
11 m 2 m 1 m 11 m 1 m 2 m 11 m
1375 m 275 m 1375 m 1375 m 1375 m 275 m 1375 m
26
Tabel 8 Kombinasi Beban ldquoDrdquo Arah Longitudinal Jembatan
Nama Span yang Dibebani Total Panjang
q (kNm2)
Kombinasi Span
1
Span
2
Span
3 Dibebani (m)
1 3575 828
2 3575 828
3 3575 828
4 715 639
5 715 639
6
7
715
10725
639
576
BTR diinputkan dalam bentuk beban garis sehingga nilai q (kNm2) dikalikan
lebar lajur yang dibebani (m)
Beban Garis Terpusat (BGT)
BGT diinputkan dalam bentuk beban titik pada program CSI Bridge sehingga nilai
intensitas p dikalikan dengan lebar lajur yang dibebani (m)
Beban garis = intensitas p x lebar lajur
= 49 kNm x 35 m
= 1715 kN
Dalam input BGT pada program digunakan faktor beban dinamis
senilai 14
4 Beban Truk ldquoTrdquo
Kendaraan truk yang digunakan adalah truk dengan berat 50 ton
Gambar 22 Input Beban Truk ldquoTrdquo
5 Gaya Rem
Gaya rem diinputkan sebagai beban titik dengan nilai sebagai berikut
Jembatan Kiri
Gaya rem per pier = nilai q terbesar x lebar lajur x panjang 1 span
jembatan x 5
27
= 9 kN
m2 x 145 m x 3575 m x 5
2 = 11663 kN
Jembatan Kanan
Gaya rem per pier = 9 kN
m2 x 18 m x 3575 m x 5
2 = 14479 kN
6 Pengaruh Temperatur
Gambar 23 Input Pengaruh Temperatur
7 Beban Angin
Diketahui
Cw = 125 (Tabel 3)
Vw = 35 ms (Tabel 2)
Ab = 198413 m2
Dengan menggunakan persamaan (4)
TE = 00006 Cw w 2Ab
= 00006 x 125 x 352 x 198413
= 18229 kN
TEW per pier = 18229 kN
4= 45573 kN
8 Tumbukan
100 kN
1
00
F
x
10o
Gambar 24 Proyeksi Tumbukan pada Pier Terhadap Sumbu X dan Sumbu Y
Fx
Fy
28
Tumbukan pada pier diinputkan sebagai beban titik dengan perhitungan sebagai
berikut
Fx = 100 kN x sin 100
= 17365 kN
Fy = 100 kN x cos 100
= 98481 kN
9 Beban Gempa
Pada penelitian ini analisis gempa dinamis dilakukan menggunakan grafik
respon spektrum Dalam pembuatan respon spektrum terlebih dahulu dilakukan
klasifikasi site (jenis tanah) lokasi yang ditinjau berdasarkan hasil penyelidikan
tanah (bore log) Dari data bore log dapat dihitung nilai rata-rata hasil uji
penetrasi standar (SPT) menggunakan persamaan (5) dengan hasil yang tertera
pada tabel berikut ini
Tabel 9 Perhitungan Nilai
Lapisan Kedalaman NSPT Tebal
(TebalSPT)
0 000 0 000 0000
1 330 2 330 1650
2 524 2 194 0971
3 723 2 198 0992
4 924 2 202 1009
5 1130 2 206 1028
6 1323 2 193 0963
7 1530 5 207 0415
8 1730 6 200 0333
9 1930 4 200 0500
10 2130 9 200 0222
11 2330 19 200 0105
12 2507 50 177 0035
13 2626 50 118 0024
14 2725 50 099 0020
15 2822 50 097 0019
16 2921 50 099 0020
17 3006 50 086 0017
3006 8324 3612
Diperoleh = 3612 dimana Σ Tebal Σ SPTfrasl yang menunjukkan bahwa jenis
tanah wilayah Tanjung Priok termasuk kelas situs E yaitu jenis tanah lunak
(Tabel 4) Selanjutnya dihitung nilai akselerasi respons spektra puncak untuk
periode pendek dan periode 1 detik dan desain akselerasi respon spektra
29
Gambar 25 (a) Peta Percepatan Puncak (PGA) wilayah Jakarta
(b) Peta Respon Spektra 02 detik (Ss) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
(c) Peta Respon Spektra 1 detik (S1) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
PGA (Peak Ground Acceleration) merupakan percepatan maksimum yang
menunjukkan intensitas daripada pergerakan lapisan tanah Berdasarkan Gambar 8
dapat diketahui bahwa wilayah yang ditinjau (Tanjung Priok Jakarta Utara)
memiliki nilai PGA 03 ndash 04 g Pendekatan angka menggunakan skala batas atas
dari nilai yang diketahui sehingga diambil nilai 04 g Wilayah Jakarta terdapat
pada zona dengan nilai respon spektra 02 detik probabilitas terlampaui 2 dalam
50 tahun (Ss) = 07 g dan nilai respon spektra 1 detik probabilitas terlampaui 2
dalam 50 tahun (S1 ) = 03 g Kemudian dengan interpolasi nilai Ss dan S1
menggunakan Tabel 5 amp 6 untuk tanah kelas E diperoleh nilai Fa dan Fv berturut-
turut sebesar 13 dan 28
Akselerasi respons spektra puncak periode pendek (SMS) dapat dihitung
dengan persamaan (6) sehingga SMS = 13 x 07 = 091 Akselerasi respons
spektra puncak periode 1 detik (SM1) dapat dihitung dengan persamaan (7)
sehingga SM1 = 28 x 03 = 084 Selanjutnya desain parameter akselerasi respon
spektra periode pendek dapat dihitung dengan persamaan (8) sehingga SDS =
091 = 07963 dan nilai desain parameter respon spektra periode 1 detik dapat
dihitung dengan persamaan (9) sehingga SD1 =
084 = 07350 Faktor
diperoleh dari konversi penggunaan peta gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
karena struktur yang ditinjau merupakan jembatan khusus dengan umur rencana
100 tahun Nilai Sa dihitung menggunakan persamaan 10-13 yang hasilnya
disajikan pada Tabel 10 Nilai T dan Sa diplot membentuk grafik respon spektrum
untuk analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
CSI Bridge
30
Tabel 10 Akselerasi Spektrum Gempa Wilayah Jakarta
T (det) Sa T (det) Sa
00000 03185 2 03675
01846 07963 21 03500
09231 07963 22 03341
1 07350 23 03196
11 06682 24 03063
12 06125 25 02940
13 05654 26 02827
14 05250 27 02722
15 04900 28 02625
16 04594 29 02534
17 04324 3 02450
18 04083 31 02371
19 03868 32 02297
Gambar 26 Grafik Respon Spektrum Wilayah
Jakarta Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010
Hasil Gaya Dalam (Internal Force)
a) Berat Sendiri
Kontrol perhitungan manual
Diketahui
Ag satu girder = 11915 m2
frsquoc girder = 40 MPa
wc girder = 25 kNm3
Tebal slab = 25 cm
frsquoc slab = 30 MPa
wc slab = 24 kNm3
Perhitungan
q slab = tebal slab x spasi antar girder x wc slab
= 025 m x 3567 m x 24 kNm3
= 21402 kNm
q girder = Ag girder x wc girder
= 11915 m2 x 25 kNm
3
= 29788 kNm
M girder = 1
8 q L2
= 1
8 29788 kN mfrasl 35
2 m
= 456129 kN-m
M slab = 1
8 q L2
= 1
8 21402 kN mfrasl 35
2 m
= 327718 kN-m
M girder + M slab = 456129 + 327718 = 783847 kN-m
31
Perhitungan momen secara manual dibandingkan dengan hasil yang ditampilkan
pada program CSI Bridge
Gambar 27 Hasil Momen Akibat Berat Sendiri pada Jembatan
Jembatan kiri terdapat 4 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 4 = 3135388 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min+M max = 28019386 kN-m + 7949228 kN-m
= 28814308 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
Jembatan kanan terdapat 5 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 5 = 3919235 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min + M max = 3494893 kN-m + 9915171 kN-m
= 35940447 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
b) Ultimate Limit States (ULS)
Kombinasi pembebanan yang menghasilkan gaya dalam maksimum
sepanjang jembatan adalah kombinasi ULS-5I (Tabel 7)
Gambar 28 Hasil Gaya Dalam Akibat Kombinasi Pembebanan ULS 5-I
32
c) Kontrol Lendutan
Lendutan maksimum yang diizinkan adalah L
800 =
35750 mm
800 = 4469 mm
sedangkan lendutan yang terjadi pada fly over dari program CSI Bridge
adalah 213 mm sehingga struktur dikatakan aman
Perhitungan Tendon
Dalam perhitungan tendon dan tulangan digunakan momen maksimal yang
terjadi pada penampang yang ditinjau
Tendon pada girder
Data Tendon
D tendon = 05 inchi = 127 mm = 00127 m
Ast = 987 mm2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Girder
Ag (Ax) = 11915 m2
Iz = 04204 m4
yt = 097 m
yb = 088 m
eb = 058 m
-Menghitung gaya prategang P
M berat sendiri = 801826 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 188156 kN-m
M beban hidup = 510983 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 1500965 kN-m
P2=
MybIz
-σb
1
Ax
ebybIz
P2=
150096 x 088
04204 3000
1
11915
058 x 088
04204 = 1384018 kN
Gambar 29 Deformasi yang Terjadi pada Struktur Akibat Beban Hidup
33
P1= Ast x x f u
= 00000987 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl = 110149 kN
Jumlah tendon yang diperlukan= P2
P1= 1384018 kN
110149 kN=125 tendon
Jumlah tendon eksisting = 110 tendon
Jumlah tendon hasil perhitungan yang melebihi tendon eksisting dapat disebabkan
karena perbedaan penggunaan jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo Perhitungan yang
dilakukan menggunakan semua kemungkinan kombinasi baik dalam arah
longitudinal maupun transversal jembatan (sub bab input pembebanan) Selain itu
dapat juga dikarenakan perbedaan dalam pemodelan panjang girder yang
menyebabkan terjadinya kelebihan momen
Tendon pada pier head
Data Tendon
D tendon = 06 inchi = 1524 mm = 0015 m
Ast = 1387 mm2 = 00001387 m
2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Pier Head
Ag (Ax) = 128765 m2
Iz = 6967 m4
yt = 139 m
yb = 123 m
et pada momen maksimal = 04396 m
et pada penampang kritis = 0702 m
-Menghitung P menggunakan Momen Pada Penampang Kritis (Mcr)
M berat sendiri = 41612388 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 7073499kN-m
M beban hidup = 14947156 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 63633043 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
63633043 x 139
3000
1
12875
0702 x 139
6967 = 40860556 kN
P1= Ast x x f u
= 00001387 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl =154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=
40860556 kN
154789 kN= 264 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
34
Berdasarkan jumlah tendon eksisting yang melebihi tendon yang diperlukan
dapat diasumsikan bahwa pier head tersebut tidak didesain menggunakan momen
pada penampang kritis (Mcr) Pada saat dibebani retak terjadi pada perubahan
geometri atau pada penampang kritis sehingga pada umumnya desain cukup
menggunakan Mcr yang nilainya lebih kecil daripada momen maksimal
-Menghitung P menggunakan Momen Maksimal (Mmax)
M berat sendiri = 57265256 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 8941951kN-m
M beban hidup = 20374506 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 86581713 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
865817123 x 139
6967 3000
1
12875
x 139
6967 = 86320521 kN
P1= 154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=86320521 kN
154789 kN= 558 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
Dengan menggunakan momen maksimum yang terjadi pada pier head hasil
perhitungan jumlah tendon yang diperlukan mendekati jumlah tendon eksisting
sehingga dapat diasumsikan struktur tersebut didesain menggunakan momen
maksimum Penggunaan momen maksimum yang terjadi menyebabkan
penambahan jumlah tendon dalam desain
Jumlah tendon eksisting Jumlah tendon yang diperlukan OK
Perhitungan Tulangan
Slab
-Tulangan Lentur Positif
Momen di lapangan Mu pada slab = 10333 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d = ndash drsquo= 250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
10333
08=12916 kN-m
Faktor tahanan momen = Mnx10
6
bd2 =
12916 x106
1000 x 2102= 2929
35
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2929
085 x 30 = 00079
ρmin
= 25 x 14
fy= 25 x
14
390= 0000897
Digunakan = 00079 sehingga
As= ρ b d = 00079 x 1000 mm x 210 mm = 167983 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 167983 mm2
= 1687 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
-Tulangan Lentur Negatif
Momen di tumpuan Mu pada slab = 9504 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d ndash drsquo=250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
9504
08=1188 kN-m
Faktor tahanan momen Rn=Mnx10
6
bd2 =
1188 x106
1000 x 2102= 2694
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2694
085 x 30 = 00073
ρmin
= 25 x 14
fy=25 x
14
390= 0000897
Digunakan ρ = 00073 sehingga
As= ρ b d = 00073 x 1000 mm x 210 mm =153652 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
36
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 153652 mm2
= 18443 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
- Tulangan Geser
Gaya geser Vu pada slab = 35306 kN
Kuat geser nominal yang disumbangkan oleh slab
c=
(
radicf
rsquoc
6
)
bwd =(radic30
6) 1000 x 210 = 19170289 kN
Vc = 06 x = 11502174 kN
u c tidak dibutuhkan tulangan geser
Girder
-Tulangan Lentur
Mu = 24895989 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 13 mm dengan jumlah 8 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 8 =
1
4 314 13
2 x 8 = 106132 mm2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan
(16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fcrsquo
d
dp ω- ωrsquo ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
10857 mm2
fps = 1860 (1 04
077 [00091
1860
40 2050
1800 (00414 00335 ])
= 18599 MPa
Menghitung lebar efektif Be
Diketahui tebal slab ho = 25 cm
Lebar efektif diambil nilai terkecil dari L
4 =
3575 m
4= 894 m
Jarak antar girder s = 3567 m
12 = 12 x 025 = 3 m Diambil Be = 3 m
Eslab = 2574296 MPa
Egirder = 2972541 MPa
n = Eslab
Egirder
= 2574296 MPa
2972541 MPa= 087
Sehingga Be = n x 3 m = 087 x 3 m = 261 m = 2610 mm
37
h = h girder + h slab = 250 + 1850 = 2100 mm
tebal selimut beton drsquo = 50 mm
d = h ndash drsquo
= 2100 mm ndash 50 mm = 2050 mm
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
Aps fps As fy = 085 fcrsquoab
10857 mm2
x 18599 MPa+106132 mm2 x 390 MPa = 085 x 40 MPa x a x
2610 mm
a = 23223 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16)
dengan nilai = 08 adalah sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d-a
2) As fy (d-
a
2)+
= 08 x 10857 mm2 x 18599 MPa (2050 mm-
23223 mm
2) +
106132 mm2
x 390 MPa (2050 mm-23223 mm
2)
= 31242337 kN-m + 640371 kN-m
= 31882709 kN-m
Mn = 31882709 kN-m gt Mu = 24720615 kN-m (OK memenuhi syarat)
Cara yang telah dijabarkan diatas merupakan cara mendesain kekuatan
lentur balok prategang dengan pendekatan trial and error diameter tulangan dan
jumlah tulangan dalam Nawy (2001) Dengan menggunakan pendekatan tersebut
terlebih dahulu dilakukan pemeriksaan terhadap tulangan eksisting menggunakan
data sekunder Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa kapasitas momen
nominal yang disumbangkan oleh tendon Mn tendon lebih besar daripada
momen ultimit yang terjadi Mu akibat pembebanan sehingga momen cukup
ditahan oleh tendon (tidak dibutuhkan tulangan lentur) Tulangan eksisting yang
digunakan merupakan tulangan susut yang berfungsi mencegah terjadinya retak
pada beton
tulangan susut = 00018 x luas penampang girder Ag
= 00018 x 11915 m2
= 00021447 m
2
Digunakan D-13 sehingga = 21447 mm2
1
4 d
2=
21447 m2
1
4 13
2= 16 lt n eksisting = 40
Menurut SNI 03-2847-2002 tentang Tata Cara Perhitungan Struktur Beton
untuk Bangunan Gedung jumlah tulangan susut dan suhu harus dipasang dengan
jarak tidak lebih dari lima kali tebal plat atau 450 mm Jarak maksimum antara
tulangan susut eksisting = 330 mm (lt 450 mm) sehingga tulangan tersebut dari
segi jumlah dan jarak antar tulangan memenuhi syarat
-Tulangan Geser
Girder di tumpuan
Ag = 2682500 mm2
h = 1850 mm
d = h-drsquo= 1850 mm ndash 50 mm = 1800 mm
bw = 1000 mm
38
Gaya geser di tumpuan = 300256 kN dan gaya aksial = 420053 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 420053
14 x 2682500 mm2 ) (
radic40
6) 1000 mm x 1800 mm
= 2109587 kN
c = 06 x 2109587 kN = 1265752 kN u = n
= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit
yang terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (300256 kN ndash (06 x 2109587 kN))06 = 2894674 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av = 2894674 x 103
390 MPa x 1800 mm
mm
= 515433 mm2
Digunakan D-22 sehingga n= Av
1
4 D2
= mm2
1
4 22
2=136 2 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 7 OK
Girder di lapangan
Ag = 1191500 mm2
h = 1850 mm
tulangan utama dan tulangan geser = D 13
d = h - drsquo- 13 - 05 x 13 = 17805 mm
= 1850 ndash 50 ndash 13 ndash (05 x 13) = 17805 mm
bw = 600 mm
Gaya geser di lapangan =193044 kN dan gaya aksial = 274113 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 274113
14 x 1191500 mm2 ) (
radic40
6) 600 mm x 17805 mm
= 1311133 kN
c= 06 x 1311133 kN = 78668 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang
terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
39
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (193044 kN ndash (06 x 1311133 kN))06 = 1906273 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av= 1906273 kN x 10
3
390 MPa x 17805 mm
150 mm
= 411784 mm2
Digunakan D-13 sehingga n= Av
1
4 D2
= 411784 mm2
1
4 13
2= 3103 4 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 4 OK
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 5215433 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Girder dianggap sebagai penampang berongga dinding tipis sehingga besar
modulus puntir = 2 Ambw dimana adalah girder
Jt = 2 x 1191500 mm2 x 2610 mm
= 6219630000 mm3
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 6219630000 (03 radic )radic1 10 1034
= 190101E+11 N-mm = 19010103 kN-m
Tc = 06 x 19010103 kN-m = 11406062 kN-m
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa nilai lebih besar dari sehingga
beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan torsi)
Pier Head
-Tulangan Lentur
Mu = 93134113 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 19 mm dengan jumlah 32 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 25=
1
4 314 x19
2 x 32 = 906832 mm
2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan (16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
Aps = 79059 mm2
fps = 1860 (1 04
081 [00061
1860
35 2520
1670 (00131 00196 ])
588537 MPa
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
40
Aps fps As fy= 085 fc ab
79059 mm2 x 588537 MPa + 906832mm
2 x 390 MPa = 085 x 35 MPa x a x
4500 mm
a = 373974 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16) dengan nilai
= 08 dapat dijabarkan sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d -a
2) As fy (d -
a
2)+
= 08 x 79059 mm2 x 588537 MPa (2520 mm-
373974 mm
2) +
906832 mm2 x 390 MPa (2520 mm-
373974 mm
2)
= 86842499 kN-m + 66008303 kN-m
= 108290509 kN-m
Mn = 93443330 kN-m gt Mu = 93134113 kN-m (OK memenuhi syarat)
-Tulangan Geser
Ag = 12876500 mm2
h = 2620 mm
d = h - d = 2620 mm ndash 100 mm = 2520 mm
= 4500 mm
Gaya geser u di tumpuan = 2011783 kN dan gaya aksial = 241249 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicf c
6) bwd
= (1 241249 kN
14 x 12876500 mm2 ) (
radic35
6) 4500 mm x 2520 mm
= 1118154 kN
c = 06 x 1118154 kN = 6708924 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa tahanan geser yang disumbangkan
oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang terjadi
sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (2011783 kN ndash 6708924 kN)06 = 1676113 kN
s = Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan
Av= s
fy x d
s
Av= 1676113 kN x 10
3
390 MPa x 2520 mm
125 mm
= 2131808 mm2
Digunakan D-16 sehingga n= Av
1
4 D2
= 2131808 mm2
1
4 16
2=106 11 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 8-D16 dan 2-D25 OK
41
Selisih jumlah tulangan D-16 antara hasil perhitungan dengan eksisting sebanyak
3 tulangan telah ditutupi dengan penggunaan 2 tulangan D-25 pada eksisting
sehingga tulangan tersebut dikatakan memenuhi syarat
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 1617885 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Untuk penampang segiempat masif modulus puntir Jt= 04x2y
Jt = 04 x 45002 mm x 2620 mm
= 21222 x 106 Nmm = 21222 kN-m
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 21222 x 106 Nmm (03 radic35 MPa)radic1
10 x 1034 MPa
35
= 6485 x 1011
N-mm = 648487513 kN-m
Tc= 06 x 648487513 kN-m = 389092507 kN-m
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa nilai Tc lebih besar dari Tu
sehingga beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan
torsi)
Pemeriksaan Kolom
Struktur kolom tidak hanya menerima beban aksial vertikal tetapi juga
momen lentur sehingga analisis kolom diperhitungkan untuk menyangga beban
aksial desak dengan eksentrisitas tertentu (Nasution 2009) Pada penelitian ini
analisis kolom dilakukan menggunakan program PCA Col untuk memeriksa
kapasitas tulangan eksisting terhadap beban yang bekerja pada struktur Beban
aksial dan momen yang diinputkan diperoleh dari program CSI Bridge Analisis
kolom dilakukan pada pier segmen 1 dan pier segmen 2 yang masing-masing
memiliki dimensi dan susunan tulangan yang berbeda
Gambar 30 Pemodelan Pier
Pier Segmen 1
Pier
Segmen 2
42
Pier Segmen 1
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1 dimana
aksial (P) maksimum 4181749 kN yang menghasilkan M33 sebesar 920863 kN-m
dan M22 sebesar 796380 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu M33 maksimum
sebesar 1862805 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar 218102 kN- m dan aksial
(P) sebesar 4326789 kN
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1
Dari data yang telah diinputkan diperoleh diagram interaksi seperti pada
Gambar 30 Terlihat baik pada kombinasi 1 dan 2 beban masih berada di area
tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan bahwa kombinasi pembebanan
mampu ditahan oleh pier sehingga pier dikatakan aman terhadap beban yang
bekerja
Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1
43
Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2
Pier Segmen 2
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1
dimana aksial (P) maksimum 629513 kN yang menghasilkan M33 sebesar
38634 kN-m dan M22 sebesar 74265 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu
M33 maksimum sebesar 248387 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar
73617 kN-m dan aksial (P) sebesar 721377 kN
Berdasarkan data yang inputkan diperoleh diagram interaksi pier untuk pier
segmen 2 sebagai berikut
Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
DAFTAR ISI
DAFTAR TABEL i
DAFTAR GAMBAR i
DAFTAR LAMPIRAN ii
DAFTAR NOTASI ii
PENDAHULUAN 1
Latar Belakang Perumusan Masalah 2
Tujuan dan Manfaat Penelitian 2
Ruang Lingkup Penelitian 2
TINJAUAN PUSTAKA 3
Jembatan 3
Beton Prategang (Prestressed Concrete) 3
Standar Perencanaan Jembatan 5
Pembebanan Pada Jembatan 5
Desain dan Perhitungan Balok dan Kolom 12
Software CSI Bridge dan PCA Col 14
METODOLOGI 15
Waktu dan Tempat 15
Alat dan Bahan 15
Tahapan Penelitian 17
Pemodelan Struktur 18
HASIL DAN PEMBAHASAN 22
Model Struktur Jembatan 22
Input Pembebanan 23
Hasil Gaya Dalam (Internal Force) 30
Perhitungan Tendon 32
Perhitungan Tulangan 34
Pemeriksaan Kolom 41
SIMPULAN DAN SARAN 45
DAFTAR PUSTAKA 46
LAMPIRAN 47
DAFTAR TABEL
Tabel 1 Berat Jenis untuk Beban Mati (kNm3) 6 Tabel 2 Faktor Beban Akibat Beban Angin 8 Tabel 3 Koefisien Seret 8 Tabel 4 Penentuan Kelas Situs Tanah 9 Tabel 5 Nilai Koefisien Fa 10 Tabel 6 Nilai Koefisien Fv 10 Tabel 7 Kombinasi Pembebanan 23 Tabel 8 Kombinasi Beban ldquoDrdquo Arah Longitudinal Jembatan 26
Tabel 9 Perhitungan Nilai 28 Tabel 10 Akselerasi Spektrum Gempa Wilayah Jakarta 30
DAFTAR GAMBAR
Gambar 1 Data Episenter Gempa Utama di Indonesia dan Sekitarnya untuk
Magnituda M ge 5 yang Dikumpulkan dari Berbagai Sumber dalam
Rentang Waktu 1900-2009 1 Gambar 2 Contoh Struktur Sebuah Jembatan 3 Gambar 3 Konsep Perbedaan Beton Bertulang (Reinforced Concrete) dan
Beton Prategang (Prestressed Concrete) 4 Gambar 4 Desain Respon Spektrum 16 Gambar 5 Peta Respon Spektra Percepatan 02 Detik (SS) di Batuan Dasar
(SB) untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun 11 Gambar 6 Peta Respon Spektra Percepatan 10 Detik (S1) di Batuan Dasar
(SB) untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun 11 Gambar 7 Areal Aoh 13
Gambar 8 Denah Lokasi Proyek yang Ditinjau 15 Gambar 9 Diagram Alir Penelitian 17 Gambar 10 Layout Line Struktur Fly Over 18 Gambar 11 Input Material dan Penampang PCU Girder 19 Gambar 12 Penampang Superstruktur Jembatan 19 Gambar 13 Jenis Perletakan 20 Gambar 14 Input Kombinasi Pembebanan 20
Gambar 15 Input Respon Spektrum Wilayah Jakarta 21 Gambar 16 Akibat Kombinasi Pembebanan 21 Gambar 17 Pemodelan Struktur Fly Over 22
Gambar 18 Tampak Depan Struktur Fly Over 22
Gambar 19 Tampak Samping Struktur Fly Over 22
Gambar 20 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kiri 25 Gambar 21 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kanan 25
Gambar 22 Input Beban Truk ldquoTrdquo 26 Gambar 23 Input Pengaruh Temperatur 27 Gambar 24 Proyeksi Tumbukan pada Pier Terhadap Sumbu X dan Sumbu Y 27 Gambar 25 Peta Gempa untuk wilayah Jakarta 29 Gambar 26 Grafik Respon Spektrum Wilayah Jakarta Berdasarkan Peta Hazard
Gempa 2010 30 Gambar 27 Hasil Momen Akibat Berat Sendiri pada Jembatan 31
Gambar 28 Hasil Gaya Dalam Akibat Kombinasi Pembebanan ULS-5I 31
Gambar 29 Deformasi yang Terjadi pada Struktur Akibat Beban Hidup 32 Gambar 30 Pemodelan Pier 41
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1 42 Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1 42 Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2 43 Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2 43 Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1 44 Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2 44
DAFTAR LAMPIRAN
Lampiran 1 Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau Lampiran 2 Grafik Bore Log
Lampiran 3 Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier Lampiran 4 Layout Tendon U Girder Tipe F Lampiran 5 Layout Tendon Pier Head
Lampiran 6 Tulangan Deck Slab U Girder
Lampiran 7 Tulangan Girder Tipe F
Lampiran 8 Tulangan Pier Head
Lampiran 9 Tulangan Pier
DAFTAR NOTASI
a = tinggi blok tegangan tekan persegi ekivalen beton dalam analisis
kekuatan batas penampang beton bertulang akibat lentur
A = luas penampang m2
Ag = luas brutto penampang mm2
Aps = luas tulangan prategang dalam daerah tarik mm2
As = luas tulangan tarik non-prategang mm2
Av = luas tulangan geser dalam daerah sejarak s atau luas tulangan geser yang
tegak lurus terhadap tulangan lentur tarik dalam suatu daerah sejarak s
pada komponen struktur lentur tinggi mm2
b = lebar dari muka tekan komponen struktur mm
bw = lebar badan balok atau diameter dari penampang bulat mm
d = jarak dari serat tekan terluar ke pusat tulangan tarik mm
drsquo = tebal selimut beton mm
e = eksentrisitas (mm)
Ec = modulus elastisitas beton MPa
Es = modulus elastisitas tulangan MPa
f crsquo = kuat tekan beton yang disyaratkan pada umur 28 hari MPa
fpu = kuat tarik baja prategang MPa
fpe = tegangan tekan dalam beton akibat gaya prategang efektif saja (setelah
memperhitungkan semua kehilangan prategang) pada serat terluar dari
penampang dimana tegangan tarik terjadi akibat beban luar MPa
fs = tegangan dalam tulangan yang dihitung pada beban kerja
MPa
fy = tegangan leleh yang disyaratkan dari tulangan non-prategang
h = tinggi total komponen struktur mm
I = momen inersia penampang (mm4)
Jt = modulus puntir yang besarnya bisa diambil sebesar 04x2y
untuk penampang segiempat masif atau sebesar 04Σx2y untuk
penampang masif berbentuk T L atau I atau sebesar 2Ambw untuk
penampang berongga dinding tipis di mana Am adalah luas yang
dibatasi garis median dinding dari lubang tunggal (mm2)
L = panjang bentang jembatan m
Mcr = momen yang menyebabkan terjadinya retak lentur pada penampang
akibat beban luar
Mn = kekuatan momen nominal penampang Nmm
Mu = momen terfaktor akibat kombinasi pengaruh gaya luar yang terbesar
pada penampang Nmm
Nn = kekuatan aksial tekan penampang N
Nu = beban aksial terfaktor akibat kombinasi pengaruh gaya luar yang
terbesar yang tegak lurus pada penampang diambil positif untuk tekan
negatif untuk tarik dan memperhitungkan pengaruh dari tarik akibat
rangkak dan susut
Rn = besaran ketahanan atau kekuatan nominal dari penampang komponen
struktur
s = spasi dari tulangan geser atau puntir dalam arah paralel dengan tulangan
longitudinal mm
Tc = kuat puntir nominal yang disumbangkan oleh beton
Tn = kuat puntir nominal dari penampang komponen struktur
Ts = kuat puntir nominal yang disumbangkan oleh tulangan puntir
Tu = momen puntir terfaktor akibat kombinasi pengaruh gaya luar yang
terbesar pada penampang
Vc = kuat geser nominal yang disumbangkan oleh beton
Vn = kuat geser nominal dari penampang komponen struktur
Vs = kuat geser nominal yang disumbangkan oleh tulangan geser
Vu = gaya geser terfaktor akibat kombinasi pengaruh gaya luar yang terbesar
pada penampang
wc = berat jenis beton (kNm3)
W = berat komponen (kN)
x = dimensi terpendek bagian segiempat dari suatu penampang
y = dimensi terpanjang bagian segiempat dari suatu penampang
y = jarak tendon terhadap dimensi terluar dari beton
β1 = faktor tinggi blok tegangan tekan persegi ekivalen beban
ρ = rasio tulangan tarik non-prategang
ρrsquo = rasio tulangan tekan non-prategang
ρmin = rasio tulangan minimum terhadap luas penampang beton
ρb = rasio tulangan yang memberikan kondisi regangan yang seimbang
wc = berat jenis beton (kNm3)
= faktor reduksi kekuatan
σ = tegangan tendon prategang (MPa)
ω = indeks tulangan tarik non-prategang yang adalah = ρfyfcrsquo
ωrsquo = indeks tulangan tekan yang adalah = ρrsquofyfcrsquo
p = faktor yang memperhitungkan jenis tendon prategang
1
PENDAHULUAN
Dewasa ini peningkatan aktivitas perekonomian secara tidak langsung
semakin menuntut dibutuhkannya jaringan transportasi yang baik guna
memperlancar arus barang dan jasa Pesatnya perkembangan ilmu pengetahuan
dan teknologi juga telah menjadi salah satu faktor pendorong kemajuan di bidang
infrastruktur Dalam jaringan transportasi fungsi jalan dan jembatan sebagai
penghubung sebuah sistem memegang peranan yang sangat penting
Pembangunan Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok merupakan salah satu
contoh pentingnya jaringan jalan dalam sebuah sistem transportasi Struktur jalan
tol yang dibangun memerlukan perencanaan yang matang dari berbagai aspek
agar dapat memenuhi kebutuhan lalu lintas Sebuah jalan tol direncanakan
berdasarkan kebutuhan volume kendaraan yang melintas faktor daya dukung
tanah serta koneksi antar ruas jalan tol lainnya
Perencanaan struktur bangunan saat ini secara umum telah memasukkan
faktor gempa untuk menciptakan suatu struktur yang aman dan terhindar dari
kerusakan-kerusakan fatal akibat gempa Mengingat Indonesia terletak pada zona
tektonik yang sangat aktif ketahanan struktur bangunan terhadap gempa menjadi
sebuah hal yang perlu diperhitungkan Seperti halnya Jepang dan California
Indonesia termasuk dalam wilayah yang sangat rawan bencana gempa bumi Hal
ini dikarenakan tiga lempeng besar dunia dan sembilan lempeng kecil lainnya
saling bertemu di wilayah Indonesia serta membentuk jalur-jalur pertemuan
lempeng yang kompleks Keberadaan interaksi antar lempeng-lempeng tersebut
menempatkan Indonesia sebagai wilayah rawan gempa Dalam 6 tahun terakhir
diantaranya tercatat beberapa bencana gempa besar yang terjadi di wilayah Aceh
Nias Yogya dan Padang yang menyebabkan keruntuhan infrastruktur dan korban
jiwa
Gambar 1 Data Episenter Gempa Utama di Indonesia dan Sekitarnya untuk
Magnituda M ge 5 yang Dikumpulkan dari Berbagai Sumber dalam Rentang
Waktu 1900-2009
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
2
Latar Belakang
Suatu struktur yang dibangun perlu didesain sesuai dengan kriteria standar
perencanaan serta tahan terhadap beban gempa mengingat Indonesia terletak pada
zona tektonik yang aktif Perencanaan struktur tahan gempa sangat penting untuk
menciptakan struktur yang aman dan terhindar dari kerusakan-kerusakan fatal
akibat gempa
Perumusan Masalah
Berdasarkan kriteria standar perencanaan dan peta gempa terbaru perlu
dilakukan analisis terhadap struktur yang ditinjau dengan mengacu pada Peta
Hazard Gempa 2010 Pada penelitian ini dilakukan analisis struktur P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
Analisis dilakukan dengan membandingkan gaya dalam yang terjadi akibat
pembebanan terhadap kapasitas nominal dari struktur tersebut
Tujuan Penelitian
Tujuan dari penelitian ini adalah menganalisis struktur fly over P106-P107
(Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok seksi E2-A
terhadap beban gempa Hasil analisis yang berupa perhitungan jumlah tendon dan
tulangan kemudian dibandingkan dengan kondisi eksisting
Manfaat Penelitian
Manfaat dari penelitian ini adalah dapat mengaplikasikan ilmu pengetahuan
di bidang teknik sipil dan lingkungan
Ruang Lingkup Penelitian
Penelitian ini dilakukan dengan beberapa ruang lingkup sebagai berikut
1 Analisis dilakukan pada struktur P106-P107 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425)
Jenis pembebanan yang termasuk ke dalam analisis adalah berat sendiri
beban mati tambahan beban lalu lintas prategang suhu gaya rem tumbukan
beban angin dan beban gempa
2 Struktur fly over yang ditinjau adalah slab girder pier head dan pier
3 Analisis ketahanan gempa dilakukan dengan mengacu pada Peta Hazard
Gempa Indonesia 2010 menggunakan metode analisis gempa dinamis
4 Pemodelan struktur dan analisis gaya dalam dilakukan menggunakan program
CSI Bridge Versi 15
5 Analisis dilakukan dengan membandingkan jumlah tendon dan tulangan hasil
evaluasi dengan kondisi eksisting
3
TINJAUAN PUSTAKA
Jembatan
Jembatan merupakan salah satu infrastruktur yang berperan penting dalam
kehidupan manusia Jembatan juga menjadi elemen kunci dalam sebuah sistem
transportasi karena merupakan pengontrol kapasitas daripada sistem tersebut baik
dari segi berat maupun volume lalu lintas Berdasarkan bahan konstruksinya
jembatan dapat dibedakan menjadi beberapa macam antara lain jembatan kayu
jembatan beton bertulang jembatan beton prategang jembatan baja dan jembatan
komposit Penggunaan bahan penyusun jembatan tergantung daripada kebutuhan
desain konstruksi (Supriyadi dan Muntohar 2007)
Secara umum struktur suatu jembatan dapat dibagi menjadi 2 bagian yaitu
struktur atas dan struktur bawah Struktur atas (superstructure) merupakan bagian
yang menerima beban langsung yang meliputi berat sendiri beban mati beban
mati tambahan beban lalu-lintas dan beban lingkungan Struktur atas jembatan
umumnya meliputi slab lantai kendaraan girder balok diafragma dan tumpuan
(bearing) Struktur bawah (substructure) jembatan berfungsi memikul seluruh
beban struktur atas dan beban lain yang ditimbulkan oleh lingkungan untuk
disalurkan ke dalam tanah Struktur bawah terdiri dari kolom (pier) pile cap dan
pondasi (Barker and Pucket 2007)
Gambar 2 Contoh Struktur Sebuah Jembatan
Sumber httpenblogunikomacidbridge-structure694
Beton Prategang (Prestressed Concrete)
Beton memiliki kuat tekan yang tinggi namun lemah terhadap kuat tarik
Gaya tarik yang bekerja tersebut dapat menyebabkan retak (crack) dan patah
Beton polos (unreinforced concrete) hanya dapat digunakan pada kasus material
mengalami beban tekan atau pada kondisi tegangan tarik yang sangat rendah
sehingga beton perlu diperkuat dengan tulangan baja yang memiliki kuat tarik
tinggi Pada beton bertulang retak dan defleksi pada dasarnya tidak dapat kembali
apabila komponen struktur tersebut telah mencapai kondisi batas pada saat
mengalami beban kerja Karena rendahnya kapasitas tarik pada beton maka retak
lentur terjadi pada taraf pembebanan yang masih rendah Untuk mengurangi
4
atau mencegah berkembangnya retak tersebut gaya konsentris atau eksentris
diberikan dalam arah longitudinal elemen struktural Gaya ini mencegah
berkembangnya retak dengan cara mengeliminasi atau sangat mengurangi
tegangan tarik di bagian tumpuan dan daerah kritis pada kondisi beban kerja
sehingga dapat meningkatkan kapasitas lentur geser dan torsional penampang
tersebut Gaya longitudinal tersebut merupakan gaya prategang yaitu gaya tekan
yang memberikan prategangan pada penampang di sepanjang bentang suatu
elemen struktural sebelum bekerjanya beban mati dan beban hidup transversal
atau beban hidup horizontal transien (Nawy 2001)
Beton prategang adalah beton bertulang yang diberi tegangan dalam untuk
mengurangi tegangan tarik potensial dalam beton akibat beban kerja Pada beton
bertulang tulangan di dalam komponen struktur tidak memberikan gaya dari
dirinya pada komponen struktur tersebut suatu hal yang berlawanan dengan aksi
baja prategang Baja tendon yang dibutuhkan untuk menghasilkan gaya prategang
di dalam komponen struktur prategang secara aktif memberikan beban awal pada
komponen struktur sehingga memungkinkan terjadinya pemulihan retak dan
defleksi Apabila kuat tarik lentur beton terlampaui komponen struktur prategang
mulai beraksi seperti elemen beton bertulang (Nawy 2001)
Gambar 3 Konsep Perbedaan Beton Bertulang (Reinforced Concrete) dan Beton
Prategang (Prestressed Concrete)
Sumber httpptsindianetdesign_criteriahtml
Pada beton prategang tegangan permanen diberikan di komponen struktur
sebelum seluruh beban mati dan beban hidup bekerja agar tegangan tarik netto
yang ditimbulkan oleh beban-beban tersebut dapat dieliminasi atau sangat
dikurangi Komponen struktur prategang mempunyai tinggi lebih kecil
dibandingkan beton bertulang untuk kondisi bentang dan beban yang sama akibat
eliminasi tegangan tarik netto yang ditimbulkan oleh beban dengan adanya
struktur prategang (Nawy 2001)
Terdapat dua teknik prategang pada beton yaitu pre-tensioning dan post-
tensioning Teknik pre-tensioning adalah pemberian tegangan pada tendon
sebelum beton dicor Teknik ini pada prinsipnya digunakan untuk
5
konstruksi jembatan bentang pendek yang menggunakan balok jembatan standar
Teknik post-tensioning merupakan pemberian tegangan yang dilakukan setelah
beton dicor
Standar Perencanaan Jembatan
Terdapat dua pendekatan dalam perencanaan sebuah struktur jembatan yaitu
rencana tegangan kerja dan rencana keadaan batas (ultimit)
1 Rencana Tegangan Kerja
Pendekatan ini merupakan pendekatan elastis yang digunakan untuk
memperkirakan kekuatan atau stabilitas dengan membatasi tegangan dalam
struktur sampai tegangan izin Tegangan izin tersebut dibuat dengan membuat
beberapa toleransi untuk stabilitas tidak linear dan pengaruh bahan pada
kekuatan struktur terisolasi dengan membagi kekuatan ultimate dengan faktor
keamanan (SF)
Pendekatan menggunakan tegangan kerja memiliki kelemahan yaitu kurangnya
efisiensi dalam mencapai tingkat keamanan yang konsisten bila faktor keamanan
digunakan pada bahan saja
2 Rencana Keadaan Batas (Ultimate)
Pada rencana keadaan batas margin keamanan digunakan lebih merata
pada seluruh struktur melalui penggunaan faktor keamanan parsial Tidak seperti
cara tegangan kerja yang mana faktor keamanan digunakan hanya untuk bahan
dalam rencana keadaan batas faktor keamanan terbagi antara beban dan bahan
faktor reduksi kekuatan x kapasitas nominal ge faktor beban x beban nominal
Rencana keadaan batas lebih rasional dibandingkan pendekatan tegangan kerja
Perencanaan yang dihasilkan oleh penggunaan prinsip keadaan batas akan lebih
ekonomis dan akan menghasilkan jembatan dengan kemampuan kapasitas dan
kekuatan yang merata
Pembebanan Pada Jembatan
Jenis-jenis beban yang perlu diperhitungkan dalam merancang suatu jembatan
menurut RSNI T-02-2005 tentang Standar Pembebanan untuk Jembatan adalah
sebagai berikut
1 Beban Mati (Dead Load)
Berat sendiri dan beban mati tambahan termasuk ke dalam kategori beban mati
A Berat Sendiri
Berat sendiri struktur merupakan semua beban tetap yang berasal dari
berat bangunan dan elemen-elemen struktural lain yang dipikulnya Termasuk
dalam hal ini adalah berat bahan dan bagian jembatan yang merupakan
6
elemen struktural ditambah dengan elemen non struktural yang dianggap tetap
Perhitungan berat sendiri dapat dilakukan menggunakan rumus
(1)
Keterangan
berat komponen persatuan volume (kNm3)
bentang jembatan (m)
luas penampang (m2)
Nilai berat komponen persatuan volume atau berat isi untuk berbagai jenis bahan
telah tercantum pada RSNI T-02-2005
Tabel 1 Berat Jenis untuk Beban Mati (kNm3)
No Bahan BeratSatuan Isi (kNm3) KerapatanMasa (kgm
3)
1 Campuran aluminium 2627 2720
2 Lapisan permukaan beraspal 22 2240
3 Besi tuang 71 7200
4 Timbunan tanah dipadatkan 172 1760
5 Kerikil dipadatkan 188-227 1920-2320
6 Aspal beton 22 2240
7 Beton ringan 1225-196 1250-2000
8 Beton 220-250 2240-2560
9 Beton prategang 250-260 2560-2640
10 Beton bertulang 235-255 2400-2600
11 Timbal 111 11400
12 Lempung lepas 125 1280
13 Batu Pasangan 235 2400
14 Neoprin 113 1150
15 Pasir kering 157-172 1600-1760
16 Pasir basah 180-188 1840-1920
17 Lumpur lunak 172 1760
18 Baja 77 7850
19 Kayu (ringan) 78 800
20 Kayu (keras) 11 1120
21 Air murni 98 1000
22 Air garam 10 1025
23 Besi tempa 755 7680
7
B Beban Mati Tambahan (Superimposed Dead Load)
Beban mati tambahan adalah berat seluruh bahan yang membentuk suatu
beban pada jembatan yang merupakan elemen non struktural dan besarnya dapat
berubah selama umur jembatan Beban mati tambahan dapat berupa utilitas pada
saat pengerjaan jembatan berat pelapisan kembali permukaan jembatan parapet
trotoar lampu jembatan pipa air serta sarana lainnya yang dipikul langsung oleh
jembatan
2 Beban Hidup (Live Load)
Beban hidup terdiri dari semua beban bergerak yang bekerja pada deck
jembatan Beban hidup terdiri dari beban kendaraan kereta maupun beban
pejalan kaki Beban hidup dapat tersebar merata sepanjang deck seperti beban
padatnya lalu lintas dan beban kereta api yang panjang ataupun dapat berupa
beban terpusat seperti beban truk berat tunggal poros dan lokomotif Beban lalu
lintas untuk perencanaan jembatan terdiri atas beban lajur ldquoDrdquo dan beban truk ldquoTrdquo
A Beban Lajur ldquoDrdquo
Beban Lajur ldquoDrdquo bekerja pada seluruh lebar lajur kendaraan dan
menimbulkan pengaruh pada jembatan yang ekuivalen dengan rangkaian
kendaraan yang sebenarnya Jumlah total beban lajur ldquoDrdquo yang bekerja tergantung
pada lebar lajur kendaraan jembatan Beban lajur D terdiri dari beban terbagi rata
(BTR) yang digabung dengan beban garis (BGT)
Beban Terbagi Rata (BTR)
Beban terbagi rata mempunyai intensitas q (KPa) dimana besarnya q tergantung
pada panjang total yang dibebani L seperti berikut
L le 30 m q = 90 kPa (2)
L gt 30 m q = 90 ( 05 15
L ) kPa (3)
Dengan pengertian
q = intensitas beban terbagi rata (BTR) dalam arah memanjang jembatan
Beban Garis Terpusat (BGT)
Beban garis dengan intensitas p kNm harus ditempatkan tegak lurus terhadap
arah lalu lintas pada jembatan Besarnya intensitas p adalah 490 kNm
B Beban Truk ldquoTrdquo
Pembebanan truk ldquoTrdquo merupakan kendaraan berat dengan jumlah 3 as Berat
dari masing-masing as disebarkan menjadi 2 beban merata sama besar yang
merupakan bidang kontak antara roda dengan permukaan lantai yang dimaksud
agar mewakili pengaruh roda kendaraan berat Terlepas dari panjang jembatan
atau susunan bentang hanya ada satu kendaraan truk ldquoTrdquo yang bisa ditempatkan
pada satu lajur lalu lintas rencana Kendaraan truk ldquoTrdquo harus ditempatkan
ditengah-tengah lajur lalu lintas rencana
8
3 Beban Angin
Tabel 2 Faktor Beban Akibat Beban Angin
Keadaan Batas
Lokasi
sampai 5 km dari pantai
(mdetik)
gt 5 km dari pantai
(mdetik)
Daya Layan 30 25
Ultimit 35 30
Faktor beban tersebut tidak berlaku untuk jembatan besar atau penting
seperti yang ditentukan oleh instansi yang berwenang Jembatan-jembatan
demikian harus diselidiki secara khusus akibat pengaruh beban angin termasuk
respons dinamis jembatan Gaya nominal ultimit dan daya layan jembatan akibat
pengaruh angin TEW tergantung kecepatan angin rencana seperti berikut
TE = 00006 Cw w 2Ab [kN] (4)
Keterangan
w kecepatan angin rencana (ms) untuk keadaan batas yang ditinjau
koefisien seret
luas koefisien bagian samping jembatan (m2)
Tabel 3 Koefisien Seret
Tipe Jembatan
Bangunan atas massif
bd = 10
bd = 20
bd ge 60
Bangunan atas rangka
21
15
125
12 Keterangan
b lebar keseluruhan jembatan dihitung dari sisi luar sandaran
d tinggi bangunan atas termasuk tinggi bagian sandaran yang masif
Harga antara dari bd bias diinterpolasi linier
Apabila bangunan atas mempunyai superelevasi harus dinaikkan sebesar 3
untuk setiap superelevasinya dengan kenaikan maksimum 25
4 Beban Gempa
Standar perencanaan ketahanan gempa untuk jembatan diatur dalam SNI
28332008 Standar tersebut membahas analisis dinamis dan digunakan untuk
merencanakan struktur jembatan tahan gempa sehingga kerusakan terjadi
setempat dan mudah diperbaiki struktur tidak runtuh dan dapat dimanfaatkan
kembali Analisis dinamis diperlukan sebagai verifikasi bila kinerja struktur
terhadap gempa tidak diwakili sepenuhnya oleh prosedur perhitungan statis dan
semi dinamis Cara spektral moda tunggal dan majemuk dengan atau tanpa
pengaruh interaksi tanah merupakan perhitungan semi-dinamis Analisis dinamis
dengan cara riwayat waktu sering menggunakan rekaman akselerasi gempa dari
luar sehingga perlu disesuaikan dengan akselerasi puncak (Peak Ground
Acceleration) untuk wilayah gempa yang ditinjau Pilihan prosedur analisis gempa
9
tergantung pada tipe jembatan besarnya koefisien akselerasi gempa dan tingkat
kecermatan
Perencanaan suatu struktur tahan gempa perlu mempertimbangkan faktor
percepatan puncak (PGA) respon spektra percepatan di batuan dasar untuk
perioda pendek 02 detik (Ss) dan untuk perioda 10 detik (S1) Ketiga nilai
tersebut dapat diperoleh menggunakan peta Hazard gempa Indonesia 2010
Penentuan kelas situs tanah (klasifikasi site) merupakan tahapan awal dalam
perencanaan beban gempa dengan terlebih dahulu mencari nilai N
N = Σi=1 tim
Σi=1
tiNi
frasl
m (5)
Kelas situs tanah dapat ditentukan berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia
2010 menggunakan tabel berikut
Tabel 4 Penentuan Kelas Situs Tanah
Kelas Situs (mdetik) Su(kPa)
SA (Batuan Keras) gt 1500 NA NA
SB (Batuan) 750-1500 NA NA
SC (Tanah Keras) 350-750 gt 50 gt 100
SD (Tanah Sedang) 175-350 15-50 50-100
SE (Tanah Lunak) lt 175 lt 15 lt 50
Setiap profil tanah yang mengandung lebih dari 3m tanah dengan karakteristik
sebagai berikut
1 Indeks plastisitas PI gt 20
2 Kadar air w ge 40 dan
3 Kadar geser niralir Su lt 25 kPa
SF (Tanah Khusus) Setiap profil lapisan tanah yang memiliki salah satu atau
lebih dari karakteristik berikut
1 Rawan dan berpotensi gagal atau runtuh akibat beban gempa seperti mudah
likuifaksi lempung sangat sensitif tanah tersegmentasi rendah
2 Lempung sangat organik atau gambut (ketebalan H gt 3 m)
3 Lempung berplastisitas sangat tinggi (ketebalan H gt 75 m dengan PI gt 75)
4 Lapisan lempung lunakmedium kaku (ketebalan H gt 35 m dengan Su lt 50 kPa
Keterangan NA = tidak dapat dipakai
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
Selanjutnya akselerasi respons spektra puncak dapat dihitung dengan
persamaan
SMS = Fa Ss (6)
SM1 = Fv S1 (7)
Keterangan
SMS = akselerasi respons spektra puncak pada periode pendek
SM1 = akselerasi respons spektra puncak pada periode 1 detik
Ss = nilai spektra percepatan untuk periode pendek 02 detik di batuan dasar
S1 = nilai spektra percepatan untuk periode 10 detik di batuan dasar
Fa = koefisien periode pendek
Fv = koefisien periode 1 detik
Nilai koefisien dan dapat ditentukan menggunakan Tabel 4 dan 5 Nilai
Ss dan S1 diperoleh dari Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
10
Tabel 5 Nilai Koefisien Fa
Ss
Klasifikasi
Site SS le 025 SS = 05 SS = 075 SS = 10 SS ge 125
SA 08 08 08 08 08
SB 10 10 10 10 10
SC 12 12 11 10 10
SD 16 14 12 11 10
SE 25 17 12 09 09
SF SS
Tabel 6 Nilai Koefisien Fv
S1
Klasifikasi
Site S1 le 01 S1 = 02 S1 = 03 S1 = 04 S1 ge 05
SA 08 08 08 08 08
SB 10 10 10 10 10
SC 17 16 15 14 13
SD 24 20 18 16 15
SE 35 32 28 24 24
SF SS
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
Desain parameter akselerasi spektra dihitung menggunakan persamaan
SDS =
SMS (8)
SD1 =
SM1 (9)
Faktor
diperoleh dari hasil konversi dari gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
Pembuatan respon spektrum menggunakan persamaan berikut
Sa = SDS 04 06 T
To) untuk (10)
Sa = SDS untuk (11)
Sa = SD1
T untuk (12)
Sa = SD1TL
T2 untuk (13)
Nilai dan dihitung menggunakan persamaan
T0 = 02 SD1
SDS (14)
TS = SD1
SDS (15)
dimana TL = waktu transisi periode panjang
Sa = akselerasi spektra
SDS = desain parameter akselerasi respon spektra periode pendek
SD1 = desain parameter akselerasi respon spektra periode 1 detik
SMS = akselerasi respon spektra puncak periode pendek
SM1 = akselerasi respon spektra puncak periode 1 detik
Berdasarkan nilai Sa dan T dapat dibuat grafik respon spektrum seperti berikut
11
Gambar 4 Desain Respon Spektrum
Sumber ASCE 07-2010
Gambar 5 Peta Respon Spektra Percepatan 02 Detik (SS) di Batuan Dasar (SB)
untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun
Gambar 6 Peta Respon Spektra Percepatan 10 Detik (S1) di Batuan Dasar (SB)
untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
12
Desain dan Perhitungan Balok
Rumus-rumus yang digunakan pada analisis struktur balok mengacu pada RSNI
T-02-2005 dan RSNI T-12-2004
1 Tulangan lentur balok
Tegangan analitis batas baja prategang fps (untuk perhitungan kekuatan
batas nominal penampang beton prategang) harus diambil tidak melebihi fpy
Jika tidak tersedia perhitungan yang lebih tepat dan tegangan efektif pada
tendon fpe tidak kurang dari 05 fpu tegangan analitis batas baja prategang fps
dalam tendon yang terlekat penuh dapat diambil sebesar
fps= fpu (1- p
β1[ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) (16)
Jika pengaruh tulangan tekan diperhitungkan pada saat menghitung fps dengan
persamaan (16) maka nilai [ρp
fpu
fc
d
dp ω - ω ] harus diambil tidak kurang dari
017 dan nilai drsquo tidak lebih dari 015
Keterangan
p = faktor yang memperhitungkan jenis tendon prategang dengan nilai
055 untuk fpy
fpu ge 080
040 untuk fpy
fpu ge 085
028 untuk fpy
fpu ge 090
β1 = faktor tinggi blok tegangan tekan persegi ekuivalen beban dimana
β1 = 085 untuk fc le 30 MPa
β1 = 085 ndash 0008 (fc - 30) untuk fc ge 30 MPa (17)
Perencanaan momen lentur harus didasarkan pada
Mu le Mn (18)
Nilai Mn dihitung dengan persamaan
Mn = 08 Apsfps (d -a
2 ) As fy (d -
a
2 )+ (19)
Jarak antar tulangan dihitung menggunakan persamaan
Apsfps As fy = 085 fc ab (20)
2 Tulangan Geser Balok
Perencanaan tulangan geser harus didasarkan pada
u le n (21)
Dimana nilai adalah kuat geser nominal yang dihitung menggunakan
persamaan
n= c s (22)
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton pada struktur yang dibebani geser
dan lentur saja dapat dihitung menggunakan persamaan sebagai berikut
13
c= (radicf c
6) bwd (23)
Kuat geser yang disumbangkan oleh tulangan geser untuk tulangan geser yang
tegak lurus terhadap sumbu aksial komponen struktur dapat dihitung
menggunakan persamaan
s= Av fy d
s (24)
Kekuatan lentur dari balok beton bertulang sebagai komponen struktur jembatan
harus direncanakan dengan menggunakan cara ultimit atau cara Perencanaan
berdasarkan Beban dan Kekuatan Terfaktor (PBKT)
3 Kekuatan Puntir Balok
Kekuatan puntir balok harus didasarkan pada
Tu le Tn (25)
Dimana puntir nominal Tn bisa dihitung sebagai penjumlahan dari puntir nominal
yang disumbangkan oleh beton Tc dan puntir nominal yang disumbangkan oleh
tulangan Ts dengan rumus
Tn= Tc Ts (26)
Dimana
Tc= Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
(27)
Ts= fy (Asw
s) 2 Act cot t (28)
Persamaan tersebut digunakan dalam menghitung nilai kekuatan puntir nominal
tulangan dengan nilai t = 45o untuk beton non prategang dan t=375
o untuk
beton prategang
Untuk sengkang tertutup dapat dihitung Asw
sle 02
y1
fyf (29)
Tn=2AoAtfyv
scot (30)
Dengan dapat diambil sebesar 085
Gambar 7 Areal Aoh
14
Tulangan longitudinal tambahan yang diperlukan untuk menahan puntir dapat
dihitung menggunakan persamaan
Al= (At
s) ρ
h
fyv
fyt cot2 (31)
Desain dan Perhitungan Kolom
Pengaruh kelangsingan kolom dapat diabaikan untuk komponen struktur tekan tak
bergoyang apabila dipenuhi klu
r le 34- (12
M1
M2) (32)
Untuk komponen struktur tekan bergoyang pengaruh kelangsingan dapat
diabaikan apabila klu
r le 22 (33)
Beberapa persyaratan tulangan memanjang untuk kolom antara lain memiliki
luas tidak kurang dari 001 Ag dan tidak melebihi 008 Ag kecuali jika jumlah dan
penempatan tulangan mempersulit penempatan dan pemadatan beton pada
sambungan dan persilangan dari bagian-bagian komponen maka batas maksimal
rasio tulangan perlu dikurangi
Rasio tulangan spiral ρs tidak boleh kurang dari
ρs= 045 (
Ag
Ac-1)
f c
fy (34)
Software CSI Bridge
Computers and Structures Inc (CSI) Bridge merupakan salah satu software
yang dikembangkan oleh pihak CSI yang merupakan pelopor dalam
pengembangan software untuk analisis struktur dan gempa Tahap pemodelan
analisis dan desain dari struktur sebuah jembatan telah diintegrasikan dalam
software CSI Bridge untuk menciptakan perangkat komputer engineering yang
mendasar Dengan menggunakan CSI Bridge dapat didesain jembatan beton
maupan baja dengan cepat dan mudah Fitur parametric modeller memungkinkan
pengguna untuk membuat model jembatan sederhana hingga kompleks dan
membuat perubahan secara efisien dalam melakukan kontrol pada desain
(httpwwwcsiamericacomcsibridge)
Software PCA Col
PCAColumn (PCA Col) merupakan software yang dirancang untuk
mendesain dan memeriksa kapasitas penampang beton bertulang terhadap gaya
aksial dan momen lentur Bentuk penampang benton dapat berupa persegi empat
lingkaran hingga tidak beraturan dengan berbagai macam susunan dan pola
tulangan Selain itu efek kelangsingan kolom juga dapat diperhitungkan Dari
program tersebut dapat diperoleh diagram interaksi gaya aksial (P) dan momen
lentur (M) baik dalam sumbu uniaksial maupun biaksial dimana Mx dan My juga
dapat diplot terhadap sumbu biaksial dari kolom dan dinding geser yang tidak
beraturan (httppcacolumnsoftwareinformercom)
15
METODOLOGI
Waktu dan Tempat
Penelitian dilakukan pada bulan Februari ndash Juni 2013 yang diawali dengan
pengumpulan data Data penelitian diperoleh dari Satuan Kerja Pelaksanaan Jalan
Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A Struktur yang ditinjau adalah fly over
P106-P107 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425)
Gambar 8 Denah Lokasi Proyek yang Ditinjau
Proyek pembangunan jalan bebas hambatan Tanjung Priok merupakan
program strategis pemerintah dalam rangka meningkatkan kapasitas jaringan
transportasi kota Jakarta khususnya Jakarta Utara Proyek ini menjadi salah satu
upaya pengembangan Kawasan Strategis Nasional Tanjung Priok sebagai pusat
kegiatan ekspor-impor yang saat ini telah menempati peringkat ke-24 dunia untuk
arus peti kemas Jalan bebas hambatan yang dibangun berfungsi sebagai jalan
pintas untuk meningkatkan akses terhadap pelabuhan dan dalam jangka panjang
juga berfungsi sebagai penghubung ruas tol Jakarta Outer Ring Road (JORR)
dengan Jakarta Inter Urban Toll (JIUT)
Alat dan Bahan
Alat yang digunakan dalam penelitian ini adalah sebagai berikut
1 Komputer Intel CoreTM
Duo Processor T6600
2 Program CSI Bridge Versi 15 dan PCA Col
3 Program Microsoft Office Excel 2010
4 Program Autocad 2010
Bahan penelitian merupakan data sekunder berupa shop drawing Proyek Jalan
Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A yaitu data struktur P106-P107
16
Penggunaan shop drawing dikarenakan belum tersedianya data as built drawing
Data-data yang diperoleh meliputi
1 Denah dan gambar detail struktur fly over P106-P107 yang meliputi layout
fly over dimensi struktur jembatan serta gambar detail tendon dan tulangan
Struktur yang ditinjau memiliki kriteria desain sebagai berikut
a) Slab
Kuat tekan beton ( ) = 30 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic30 MPa = 2574296 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
b) PCU Girder
Kuat tekan beton ( ) = 40 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic40 MPa = 2972541 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Kuat tarik putus ( = 1860 MPa
Kuat leleh baja prategang ( ) = 1670 MPa
c) Pier Head
Kuat tekan beton ( ) = 35 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic40 MPa = 2780557 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Kuat tarik putus ( = 1860 MPa
Kuat leleh baja prategang ( ) = 1670 MPa
d) Pier
Tipe = Y Pier
Kuat tekan beton ( ) = 30 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic30 MPa = 2574296 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Tinggi pier ( ) = 22 m
Lebar pier ( = 35 m
Tebal pier ( ) = 45 m
e) Data soil investigation Bore Log (Lampiran 2)
2 Standar dan peraturan perencanaan sebagai berikut
RSNI T-02-2005 ldquoPembebanan untuk Jembatanrdquo
SNI 2833 2008 ldquoStandar Perencanaan Ketahanan Gempa untuk Jembatanrdquo
RSNI T-12-2004 ldquoPerencanaan Struktur Beton untuk Jembatanrdquo
SNI 03-3847-2002 ldquoTata Cara Perhitungan Struktur Beton untuk Bangunan
Gedungrdquo
17
Tahapan Penelitian
Tahapan penelitian tersaji dalam diagram alir sebagai berikut
Keterangan
1 Data sekunder merupakan shop drawing kontraktor PT Obayashi-Jaya
Konstruksi JO yang digunakan dalam penelitian ini sebagai acuan dalam
pemodelan jembatan
2 Peraturan dan standar perencanaan terkait dengan penelitian ini adalah Standar
Nasional Indonesia Peraturan pembebanan jembatan terdapat dalam RSNI T-
02-2005 Perencanaan ketahanan gempa untuk jembatan terdapat dalam SNI
2833 2008 Perencanaan struktur beton untuk jembatan terdapat dalam RSNI
T-12-2004
Mulai
Pengumpulan Data Penelitian dan Bahan Rujukan
Program CSI Bridge
Pemodelan
Struktur
Input
Pembebanan
Input
Spektrum Gempa
Gaya Dalam
Desain
Ulang
Tulangan
Selesai
Aman
Mu le Mn
u le n
Tu le Tn
Tidak
Ya
Gambar 9 Diagram Alir Penelitian
18
3 Program CSI Bridge digunakan untuk mempermudah dalam menganalisis
gaya dalam (internal force) yang bekerja akibat pembebanan Setelah
dilakukan pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum dapat
diperoleh nilai gaya dalam ultimit Analisis gaya dalam dilakukan dengan
membandingkan gaya dalam ultimit yang terjadi akibat pembebanan dengan
kapasitas nominal struktur fly over yang ditinjau
Pemodelan Struktur
a) Layout fly over
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri
dari 2 ruas jembatan kiri dan kanan dimana panjang 1 bentang (span)
sebesar 3575 m dengan jumlah bentang yang dianalisis sebanyak 3 span
Pendefinisian layout fly over pada program CSI Bridge dapat
menggunakan bridge wizard di menu Home
Gambar 10 Layout Line Struktur Fly Over
b) Material konstruksi dan penampang
Beton dengan = 30 MPa untuk slab dan pier
Beton dengan = 35 MPa untuk pier head
Beton dengan = 40 MPa untuk PCU Girder
Baja tulangan U39 dengan = 390 MPa
Baja tendon dengan fpy=1670 MPa dan fpu= 1860 MPa
19
Input material dilakukan pada menu Home-Bridge Wizard-Materials seperti pada
Gambar 12 berikut Sedangkan pemodelan penampang dilakukan pada menu
Components-Properties-Frame Properties-New-Frame Section Property Type
concrete-Precast U
Gambar 11 Input Material dan Penampang PCU Girder
Pendefinisian jumlah girder jarak antar girder dan tebal slab dilakukan pada
menu Components-Superstructure Deck Sections-New-Precast U Girder
Gambar 12 Penampang Superstruktur Jembatan
20
c) Jenis perletakan adalah tipe sendi-rol yang didefinisikan pada menu Home-
Bridge Wizards-Bearings
Gambar 13 Jenis Perletakan
d) Input pembebanan
Kombinasi pembebanan mengacu pada RSNI T-02-2005 Input
kombinasi pembebanan dilakukan pada menu DesignRating ndash Load
Combination ndash Add New Load Combination ndash Masukkan Load Case Name ndash
Load Case Type ndash Scale Factor ndash OK Contoh kombinasi pembebanan yang
telah diinputkan pada CSI Bridge terlihat pada gambar berikut
Gambar 14 Input Kombinasi Pembebanan
e) Input Respon Spektrum
Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 dibuat respon spektrum untuk
analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
21
CSI Bridge Respon spektrum diinputkan pada menu Loads ndash Functions ndash Respon
Spectrum ndash Add New Function ndash Pilih User ndash Masukkan Damping Ratio 005 ndash
Masukkan nilai Period dan Acceleration (Diperoleh dari hasil perhitungan
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010) ndash OK Pembuatan respon spektrum
gempa secara lebih rinci dijelaskan pada bab pembahasan
Gambar 15 Input Respon Spektrum Wilayah Jakarta
f) Hasil Gaya Dalam
Setelah pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum
struktur dapat dianalisis pada menu Analysis ndash Run Analysis ndash Pilih Load Case
yang ingin dianalisis ndash Run Analysis Hasil gaya dalam dapat ditampilkan pada
menu Home ndash Display ndash Show Bridge Superstructure Forces
Gambar 16 Contoh Momen Akibat Kombinasi Pembebanan
22
HASIL DAN PEMBAHASAN
Model Struktur Jembatan
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri dari 2
ruas jembatan kiri dan kanan dengan panjang total 10725 m Struktur terdiri dari
3 span dimana panjang satu span 3575 m Superstruktur jembatan ruas kiri terdiri
dari 4 girder dan ruas kanan terdiri dari 5 girder dengan tipe PCU dan memiliki
superelevasi sebesar 2 Struktur fly over tersebut ditopang oleh dua kolom cast
in site tipe Y-Pier dengan tinggi 22 m
Gambar 17 Pemodelan Struktur Fly Over
Gambar 19 Tampak Samping Struktur Fly Over
145 m 18 m
L total = 10725 m
Gambar 18 Tampak Depan Struktur Fly Over
23
Input Pembebanan
Pembebanan yang diinputkan pada program CSI Bridge mengacu pada
RSNI T-02-2005 (Tabel 40) mengenai Peraturan Pembebanan untuk Jembatan
dengan ragam kombinasi pada kondisi ultimit (Ultimate Limit States) sebagai
berikut
Tabel 7 Kombinasi Pembebanan
Nama
Kombinasi
Aksi
Permanen Aksi Transien Aksi Khusus
MS MA PS TD TT TB ET EW TTC
EQ-
X
EQ-
Y
ULS-1A 13 2 1 198 198 132
ULS-1B 13 2 1 198 198 132
ULS-1C 13 2 1 198 198 132
ULS-1D 13 2 1 198 198 132
ULS-4A 13 2 1 132 132
ULS-5A 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5B 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5C 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5D 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5E 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5F 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5G 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5H 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5I 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5J 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5K 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5L 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-5M 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5N 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5O 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5P 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-6A 13 2 1 198 198 1
ULS-6B 13 2 1 198 198 1
Keterangan
MS = Berat Sendiri
MA = Beban Mati Tambahan
PS = Pengaruh Prategang
TD = Beban Lajur ldquoDrdquo
TT = Beban Truk ldquoTrdquo
TB = Gaya Rem
ET = Beban Temperatur
EW = Beban Angin
TTC = Beban Tumbukan
EQ-X = Beban gempa dalam arah X
EQ-Y = Beban gempa dalam arah Y
24
Besarnya nilai beban-beban yang terjadi dapat dijabarkan dalam contoh
perhitungan sebagai berikut
1 Berat sendiri
PCU-Girder dan Slab
wc girder = 25 kNm3
wc slab = wc pier = 24 kNm3
Luas (A) girder = A satu girder x jumlah girder = 11915 m2 x 9 = 107235 m
2
A slab = tebal slab x lebar total jembatan = 025 m x (18 m+145 m) = 8125 m2
Berat girder = A girder x panjang total jembatan x wc girder
= 107235 m2 x 10725 m x 25 kNm
3
= 2875238 kN
Berat slab = A slab x panjang total jembatan x wc slab
= 10723 m2 x 10725 m x 24 kNm
3
= 2091375 kN
Pier
A pier segmen 1 = 2 m x 45 m = 9 m2
A pier segmen 2 = 20565 m2
Panjang pier segmen 1 = 7088 m
Panjang pier segmen 2 = 17147 m
Berat pier segmen 1 = A pier x panjang pier x wc pier
= 9 m2 x 7088 m x 24 kNm
3 = 153103 kN
Berat pier segmen 2 = A pier x panjang pier x wc pier
= 20565 m2 x 17147 m x 24 kNm
3
= 8463073 kN
Berat pier = 153103 kN + 8463073 kN = 9994103 kN
Total berat sendiri = Berat girder + slab + pier
= 2875238 kN + 2091375 kN + 9994103 kN
= 5966023 kN
2 Beban Mati Tambahan
Aspal
wc aspal = 22 kNm3
Tebal aspal = 75 cm
Perhitungan beban mati tambahan dengan menggunakan persamaan (1)
dapat dijabarkan sebagai berikut
Berat aspal = wcLA
= 22 kNm3 x 10725 m x (325 m x 0075 m)
= 5751281 kN
Parapet
wc parapet = 24 kNm3
A parapet = 0526 m2
Berat parapet = wcLA
= 24 kNm3 x 10725 m x 0526 m
2
= 1353924 kN
Total beban mati tambahan = berat aspal + parapet
= 5751281 kN + 1353924 kN
= 7105205 kN
25
3 Beban Lajur D
Beban Terbagi Rata (BTR)
Terdiri dari 7 kombinasi arah longitudinal dengan jumlah lajur
jembatan ruas kiri = 4 lajur dan jembatan ruas kanan = 5 lajur
Total kombinasi arah longitudinal
Jembatan Kiri = 7 x 4 = 28 kombinasi
Jembatan Kanan = 7 x 5 = 35 kombinasi
Terdiri dari 3 kombinasi dalam arah transversal dengan jarak dan
intensitas beban sebagai berikut
Jembatan Kiri
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 28 x 3
= 84 kombinasi
Jembatan Kanan
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 35 x 3
= 105 kombinasi
Nilai q dihitung menggunakan persamaan (3) untuk panjang 1 bentang gt 30 m
dimana panjang 1 span fly over = 3575 m
Contoh perhitungan nilai q sebagai berikut
q = 90 (05 15
3575 ) = 828 kPa
Gambar 20 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kiri
Gambar 21 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kanan
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
100 50
Keterangan
Keterangan
100 50
11 m 2 m 1 m 11 m 1 m 2 m 11 m
1375 m 275 m 1375 m 1375 m 1375 m 275 m 1375 m
26
Tabel 8 Kombinasi Beban ldquoDrdquo Arah Longitudinal Jembatan
Nama Span yang Dibebani Total Panjang
q (kNm2)
Kombinasi Span
1
Span
2
Span
3 Dibebani (m)
1 3575 828
2 3575 828
3 3575 828
4 715 639
5 715 639
6
7
715
10725
639
576
BTR diinputkan dalam bentuk beban garis sehingga nilai q (kNm2) dikalikan
lebar lajur yang dibebani (m)
Beban Garis Terpusat (BGT)
BGT diinputkan dalam bentuk beban titik pada program CSI Bridge sehingga nilai
intensitas p dikalikan dengan lebar lajur yang dibebani (m)
Beban garis = intensitas p x lebar lajur
= 49 kNm x 35 m
= 1715 kN
Dalam input BGT pada program digunakan faktor beban dinamis
senilai 14
4 Beban Truk ldquoTrdquo
Kendaraan truk yang digunakan adalah truk dengan berat 50 ton
Gambar 22 Input Beban Truk ldquoTrdquo
5 Gaya Rem
Gaya rem diinputkan sebagai beban titik dengan nilai sebagai berikut
Jembatan Kiri
Gaya rem per pier = nilai q terbesar x lebar lajur x panjang 1 span
jembatan x 5
27
= 9 kN
m2 x 145 m x 3575 m x 5
2 = 11663 kN
Jembatan Kanan
Gaya rem per pier = 9 kN
m2 x 18 m x 3575 m x 5
2 = 14479 kN
6 Pengaruh Temperatur
Gambar 23 Input Pengaruh Temperatur
7 Beban Angin
Diketahui
Cw = 125 (Tabel 3)
Vw = 35 ms (Tabel 2)
Ab = 198413 m2
Dengan menggunakan persamaan (4)
TE = 00006 Cw w 2Ab
= 00006 x 125 x 352 x 198413
= 18229 kN
TEW per pier = 18229 kN
4= 45573 kN
8 Tumbukan
100 kN
1
00
F
x
10o
Gambar 24 Proyeksi Tumbukan pada Pier Terhadap Sumbu X dan Sumbu Y
Fx
Fy
28
Tumbukan pada pier diinputkan sebagai beban titik dengan perhitungan sebagai
berikut
Fx = 100 kN x sin 100
= 17365 kN
Fy = 100 kN x cos 100
= 98481 kN
9 Beban Gempa
Pada penelitian ini analisis gempa dinamis dilakukan menggunakan grafik
respon spektrum Dalam pembuatan respon spektrum terlebih dahulu dilakukan
klasifikasi site (jenis tanah) lokasi yang ditinjau berdasarkan hasil penyelidikan
tanah (bore log) Dari data bore log dapat dihitung nilai rata-rata hasil uji
penetrasi standar (SPT) menggunakan persamaan (5) dengan hasil yang tertera
pada tabel berikut ini
Tabel 9 Perhitungan Nilai
Lapisan Kedalaman NSPT Tebal
(TebalSPT)
0 000 0 000 0000
1 330 2 330 1650
2 524 2 194 0971
3 723 2 198 0992
4 924 2 202 1009
5 1130 2 206 1028
6 1323 2 193 0963
7 1530 5 207 0415
8 1730 6 200 0333
9 1930 4 200 0500
10 2130 9 200 0222
11 2330 19 200 0105
12 2507 50 177 0035
13 2626 50 118 0024
14 2725 50 099 0020
15 2822 50 097 0019
16 2921 50 099 0020
17 3006 50 086 0017
3006 8324 3612
Diperoleh = 3612 dimana Σ Tebal Σ SPTfrasl yang menunjukkan bahwa jenis
tanah wilayah Tanjung Priok termasuk kelas situs E yaitu jenis tanah lunak
(Tabel 4) Selanjutnya dihitung nilai akselerasi respons spektra puncak untuk
periode pendek dan periode 1 detik dan desain akselerasi respon spektra
29
Gambar 25 (a) Peta Percepatan Puncak (PGA) wilayah Jakarta
(b) Peta Respon Spektra 02 detik (Ss) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
(c) Peta Respon Spektra 1 detik (S1) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
PGA (Peak Ground Acceleration) merupakan percepatan maksimum yang
menunjukkan intensitas daripada pergerakan lapisan tanah Berdasarkan Gambar 8
dapat diketahui bahwa wilayah yang ditinjau (Tanjung Priok Jakarta Utara)
memiliki nilai PGA 03 ndash 04 g Pendekatan angka menggunakan skala batas atas
dari nilai yang diketahui sehingga diambil nilai 04 g Wilayah Jakarta terdapat
pada zona dengan nilai respon spektra 02 detik probabilitas terlampaui 2 dalam
50 tahun (Ss) = 07 g dan nilai respon spektra 1 detik probabilitas terlampaui 2
dalam 50 tahun (S1 ) = 03 g Kemudian dengan interpolasi nilai Ss dan S1
menggunakan Tabel 5 amp 6 untuk tanah kelas E diperoleh nilai Fa dan Fv berturut-
turut sebesar 13 dan 28
Akselerasi respons spektra puncak periode pendek (SMS) dapat dihitung
dengan persamaan (6) sehingga SMS = 13 x 07 = 091 Akselerasi respons
spektra puncak periode 1 detik (SM1) dapat dihitung dengan persamaan (7)
sehingga SM1 = 28 x 03 = 084 Selanjutnya desain parameter akselerasi respon
spektra periode pendek dapat dihitung dengan persamaan (8) sehingga SDS =
091 = 07963 dan nilai desain parameter respon spektra periode 1 detik dapat
dihitung dengan persamaan (9) sehingga SD1 =
084 = 07350 Faktor
diperoleh dari konversi penggunaan peta gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
karena struktur yang ditinjau merupakan jembatan khusus dengan umur rencana
100 tahun Nilai Sa dihitung menggunakan persamaan 10-13 yang hasilnya
disajikan pada Tabel 10 Nilai T dan Sa diplot membentuk grafik respon spektrum
untuk analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
CSI Bridge
30
Tabel 10 Akselerasi Spektrum Gempa Wilayah Jakarta
T (det) Sa T (det) Sa
00000 03185 2 03675
01846 07963 21 03500
09231 07963 22 03341
1 07350 23 03196
11 06682 24 03063
12 06125 25 02940
13 05654 26 02827
14 05250 27 02722
15 04900 28 02625
16 04594 29 02534
17 04324 3 02450
18 04083 31 02371
19 03868 32 02297
Gambar 26 Grafik Respon Spektrum Wilayah
Jakarta Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010
Hasil Gaya Dalam (Internal Force)
a) Berat Sendiri
Kontrol perhitungan manual
Diketahui
Ag satu girder = 11915 m2
frsquoc girder = 40 MPa
wc girder = 25 kNm3
Tebal slab = 25 cm
frsquoc slab = 30 MPa
wc slab = 24 kNm3
Perhitungan
q slab = tebal slab x spasi antar girder x wc slab
= 025 m x 3567 m x 24 kNm3
= 21402 kNm
q girder = Ag girder x wc girder
= 11915 m2 x 25 kNm
3
= 29788 kNm
M girder = 1
8 q L2
= 1
8 29788 kN mfrasl 35
2 m
= 456129 kN-m
M slab = 1
8 q L2
= 1
8 21402 kN mfrasl 35
2 m
= 327718 kN-m
M girder + M slab = 456129 + 327718 = 783847 kN-m
31
Perhitungan momen secara manual dibandingkan dengan hasil yang ditampilkan
pada program CSI Bridge
Gambar 27 Hasil Momen Akibat Berat Sendiri pada Jembatan
Jembatan kiri terdapat 4 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 4 = 3135388 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min+M max = 28019386 kN-m + 7949228 kN-m
= 28814308 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
Jembatan kanan terdapat 5 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 5 = 3919235 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min + M max = 3494893 kN-m + 9915171 kN-m
= 35940447 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
b) Ultimate Limit States (ULS)
Kombinasi pembebanan yang menghasilkan gaya dalam maksimum
sepanjang jembatan adalah kombinasi ULS-5I (Tabel 7)
Gambar 28 Hasil Gaya Dalam Akibat Kombinasi Pembebanan ULS 5-I
32
c) Kontrol Lendutan
Lendutan maksimum yang diizinkan adalah L
800 =
35750 mm
800 = 4469 mm
sedangkan lendutan yang terjadi pada fly over dari program CSI Bridge
adalah 213 mm sehingga struktur dikatakan aman
Perhitungan Tendon
Dalam perhitungan tendon dan tulangan digunakan momen maksimal yang
terjadi pada penampang yang ditinjau
Tendon pada girder
Data Tendon
D tendon = 05 inchi = 127 mm = 00127 m
Ast = 987 mm2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Girder
Ag (Ax) = 11915 m2
Iz = 04204 m4
yt = 097 m
yb = 088 m
eb = 058 m
-Menghitung gaya prategang P
M berat sendiri = 801826 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 188156 kN-m
M beban hidup = 510983 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 1500965 kN-m
P2=
MybIz
-σb
1
Ax
ebybIz
P2=
150096 x 088
04204 3000
1
11915
058 x 088
04204 = 1384018 kN
Gambar 29 Deformasi yang Terjadi pada Struktur Akibat Beban Hidup
33
P1= Ast x x f u
= 00000987 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl = 110149 kN
Jumlah tendon yang diperlukan= P2
P1= 1384018 kN
110149 kN=125 tendon
Jumlah tendon eksisting = 110 tendon
Jumlah tendon hasil perhitungan yang melebihi tendon eksisting dapat disebabkan
karena perbedaan penggunaan jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo Perhitungan yang
dilakukan menggunakan semua kemungkinan kombinasi baik dalam arah
longitudinal maupun transversal jembatan (sub bab input pembebanan) Selain itu
dapat juga dikarenakan perbedaan dalam pemodelan panjang girder yang
menyebabkan terjadinya kelebihan momen
Tendon pada pier head
Data Tendon
D tendon = 06 inchi = 1524 mm = 0015 m
Ast = 1387 mm2 = 00001387 m
2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Pier Head
Ag (Ax) = 128765 m2
Iz = 6967 m4
yt = 139 m
yb = 123 m
et pada momen maksimal = 04396 m
et pada penampang kritis = 0702 m
-Menghitung P menggunakan Momen Pada Penampang Kritis (Mcr)
M berat sendiri = 41612388 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 7073499kN-m
M beban hidup = 14947156 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 63633043 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
63633043 x 139
3000
1
12875
0702 x 139
6967 = 40860556 kN
P1= Ast x x f u
= 00001387 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl =154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=
40860556 kN
154789 kN= 264 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
34
Berdasarkan jumlah tendon eksisting yang melebihi tendon yang diperlukan
dapat diasumsikan bahwa pier head tersebut tidak didesain menggunakan momen
pada penampang kritis (Mcr) Pada saat dibebani retak terjadi pada perubahan
geometri atau pada penampang kritis sehingga pada umumnya desain cukup
menggunakan Mcr yang nilainya lebih kecil daripada momen maksimal
-Menghitung P menggunakan Momen Maksimal (Mmax)
M berat sendiri = 57265256 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 8941951kN-m
M beban hidup = 20374506 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 86581713 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
865817123 x 139
6967 3000
1
12875
x 139
6967 = 86320521 kN
P1= 154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=86320521 kN
154789 kN= 558 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
Dengan menggunakan momen maksimum yang terjadi pada pier head hasil
perhitungan jumlah tendon yang diperlukan mendekati jumlah tendon eksisting
sehingga dapat diasumsikan struktur tersebut didesain menggunakan momen
maksimum Penggunaan momen maksimum yang terjadi menyebabkan
penambahan jumlah tendon dalam desain
Jumlah tendon eksisting Jumlah tendon yang diperlukan OK
Perhitungan Tulangan
Slab
-Tulangan Lentur Positif
Momen di lapangan Mu pada slab = 10333 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d = ndash drsquo= 250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
10333
08=12916 kN-m
Faktor tahanan momen = Mnx10
6
bd2 =
12916 x106
1000 x 2102= 2929
35
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2929
085 x 30 = 00079
ρmin
= 25 x 14
fy= 25 x
14
390= 0000897
Digunakan = 00079 sehingga
As= ρ b d = 00079 x 1000 mm x 210 mm = 167983 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 167983 mm2
= 1687 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
-Tulangan Lentur Negatif
Momen di tumpuan Mu pada slab = 9504 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d ndash drsquo=250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
9504
08=1188 kN-m
Faktor tahanan momen Rn=Mnx10
6
bd2 =
1188 x106
1000 x 2102= 2694
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2694
085 x 30 = 00073
ρmin
= 25 x 14
fy=25 x
14
390= 0000897
Digunakan ρ = 00073 sehingga
As= ρ b d = 00073 x 1000 mm x 210 mm =153652 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
36
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 153652 mm2
= 18443 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
- Tulangan Geser
Gaya geser Vu pada slab = 35306 kN
Kuat geser nominal yang disumbangkan oleh slab
c=
(
radicf
rsquoc
6
)
bwd =(radic30
6) 1000 x 210 = 19170289 kN
Vc = 06 x = 11502174 kN
u c tidak dibutuhkan tulangan geser
Girder
-Tulangan Lentur
Mu = 24895989 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 13 mm dengan jumlah 8 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 8 =
1
4 314 13
2 x 8 = 106132 mm2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan
(16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fcrsquo
d
dp ω- ωrsquo ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
10857 mm2
fps = 1860 (1 04
077 [00091
1860
40 2050
1800 (00414 00335 ])
= 18599 MPa
Menghitung lebar efektif Be
Diketahui tebal slab ho = 25 cm
Lebar efektif diambil nilai terkecil dari L
4 =
3575 m
4= 894 m
Jarak antar girder s = 3567 m
12 = 12 x 025 = 3 m Diambil Be = 3 m
Eslab = 2574296 MPa
Egirder = 2972541 MPa
n = Eslab
Egirder
= 2574296 MPa
2972541 MPa= 087
Sehingga Be = n x 3 m = 087 x 3 m = 261 m = 2610 mm
37
h = h girder + h slab = 250 + 1850 = 2100 mm
tebal selimut beton drsquo = 50 mm
d = h ndash drsquo
= 2100 mm ndash 50 mm = 2050 mm
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
Aps fps As fy = 085 fcrsquoab
10857 mm2
x 18599 MPa+106132 mm2 x 390 MPa = 085 x 40 MPa x a x
2610 mm
a = 23223 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16)
dengan nilai = 08 adalah sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d-a
2) As fy (d-
a
2)+
= 08 x 10857 mm2 x 18599 MPa (2050 mm-
23223 mm
2) +
106132 mm2
x 390 MPa (2050 mm-23223 mm
2)
= 31242337 kN-m + 640371 kN-m
= 31882709 kN-m
Mn = 31882709 kN-m gt Mu = 24720615 kN-m (OK memenuhi syarat)
Cara yang telah dijabarkan diatas merupakan cara mendesain kekuatan
lentur balok prategang dengan pendekatan trial and error diameter tulangan dan
jumlah tulangan dalam Nawy (2001) Dengan menggunakan pendekatan tersebut
terlebih dahulu dilakukan pemeriksaan terhadap tulangan eksisting menggunakan
data sekunder Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa kapasitas momen
nominal yang disumbangkan oleh tendon Mn tendon lebih besar daripada
momen ultimit yang terjadi Mu akibat pembebanan sehingga momen cukup
ditahan oleh tendon (tidak dibutuhkan tulangan lentur) Tulangan eksisting yang
digunakan merupakan tulangan susut yang berfungsi mencegah terjadinya retak
pada beton
tulangan susut = 00018 x luas penampang girder Ag
= 00018 x 11915 m2
= 00021447 m
2
Digunakan D-13 sehingga = 21447 mm2
1
4 d
2=
21447 m2
1
4 13
2= 16 lt n eksisting = 40
Menurut SNI 03-2847-2002 tentang Tata Cara Perhitungan Struktur Beton
untuk Bangunan Gedung jumlah tulangan susut dan suhu harus dipasang dengan
jarak tidak lebih dari lima kali tebal plat atau 450 mm Jarak maksimum antara
tulangan susut eksisting = 330 mm (lt 450 mm) sehingga tulangan tersebut dari
segi jumlah dan jarak antar tulangan memenuhi syarat
-Tulangan Geser
Girder di tumpuan
Ag = 2682500 mm2
h = 1850 mm
d = h-drsquo= 1850 mm ndash 50 mm = 1800 mm
bw = 1000 mm
38
Gaya geser di tumpuan = 300256 kN dan gaya aksial = 420053 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 420053
14 x 2682500 mm2 ) (
radic40
6) 1000 mm x 1800 mm
= 2109587 kN
c = 06 x 2109587 kN = 1265752 kN u = n
= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit
yang terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (300256 kN ndash (06 x 2109587 kN))06 = 2894674 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av = 2894674 x 103
390 MPa x 1800 mm
mm
= 515433 mm2
Digunakan D-22 sehingga n= Av
1
4 D2
= mm2
1
4 22
2=136 2 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 7 OK
Girder di lapangan
Ag = 1191500 mm2
h = 1850 mm
tulangan utama dan tulangan geser = D 13
d = h - drsquo- 13 - 05 x 13 = 17805 mm
= 1850 ndash 50 ndash 13 ndash (05 x 13) = 17805 mm
bw = 600 mm
Gaya geser di lapangan =193044 kN dan gaya aksial = 274113 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 274113
14 x 1191500 mm2 ) (
radic40
6) 600 mm x 17805 mm
= 1311133 kN
c= 06 x 1311133 kN = 78668 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang
terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
39
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (193044 kN ndash (06 x 1311133 kN))06 = 1906273 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av= 1906273 kN x 10
3
390 MPa x 17805 mm
150 mm
= 411784 mm2
Digunakan D-13 sehingga n= Av
1
4 D2
= 411784 mm2
1
4 13
2= 3103 4 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 4 OK
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 5215433 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Girder dianggap sebagai penampang berongga dinding tipis sehingga besar
modulus puntir = 2 Ambw dimana adalah girder
Jt = 2 x 1191500 mm2 x 2610 mm
= 6219630000 mm3
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 6219630000 (03 radic )radic1 10 1034
= 190101E+11 N-mm = 19010103 kN-m
Tc = 06 x 19010103 kN-m = 11406062 kN-m
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa nilai lebih besar dari sehingga
beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan torsi)
Pier Head
-Tulangan Lentur
Mu = 93134113 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 19 mm dengan jumlah 32 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 25=
1
4 314 x19
2 x 32 = 906832 mm
2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan (16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
Aps = 79059 mm2
fps = 1860 (1 04
081 [00061
1860
35 2520
1670 (00131 00196 ])
588537 MPa
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
40
Aps fps As fy= 085 fc ab
79059 mm2 x 588537 MPa + 906832mm
2 x 390 MPa = 085 x 35 MPa x a x
4500 mm
a = 373974 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16) dengan nilai
= 08 dapat dijabarkan sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d -a
2) As fy (d -
a
2)+
= 08 x 79059 mm2 x 588537 MPa (2520 mm-
373974 mm
2) +
906832 mm2 x 390 MPa (2520 mm-
373974 mm
2)
= 86842499 kN-m + 66008303 kN-m
= 108290509 kN-m
Mn = 93443330 kN-m gt Mu = 93134113 kN-m (OK memenuhi syarat)
-Tulangan Geser
Ag = 12876500 mm2
h = 2620 mm
d = h - d = 2620 mm ndash 100 mm = 2520 mm
= 4500 mm
Gaya geser u di tumpuan = 2011783 kN dan gaya aksial = 241249 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicf c
6) bwd
= (1 241249 kN
14 x 12876500 mm2 ) (
radic35
6) 4500 mm x 2520 mm
= 1118154 kN
c = 06 x 1118154 kN = 6708924 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa tahanan geser yang disumbangkan
oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang terjadi
sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (2011783 kN ndash 6708924 kN)06 = 1676113 kN
s = Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan
Av= s
fy x d
s
Av= 1676113 kN x 10
3
390 MPa x 2520 mm
125 mm
= 2131808 mm2
Digunakan D-16 sehingga n= Av
1
4 D2
= 2131808 mm2
1
4 16
2=106 11 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 8-D16 dan 2-D25 OK
41
Selisih jumlah tulangan D-16 antara hasil perhitungan dengan eksisting sebanyak
3 tulangan telah ditutupi dengan penggunaan 2 tulangan D-25 pada eksisting
sehingga tulangan tersebut dikatakan memenuhi syarat
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 1617885 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Untuk penampang segiempat masif modulus puntir Jt= 04x2y
Jt = 04 x 45002 mm x 2620 mm
= 21222 x 106 Nmm = 21222 kN-m
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 21222 x 106 Nmm (03 radic35 MPa)radic1
10 x 1034 MPa
35
= 6485 x 1011
N-mm = 648487513 kN-m
Tc= 06 x 648487513 kN-m = 389092507 kN-m
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa nilai Tc lebih besar dari Tu
sehingga beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan
torsi)
Pemeriksaan Kolom
Struktur kolom tidak hanya menerima beban aksial vertikal tetapi juga
momen lentur sehingga analisis kolom diperhitungkan untuk menyangga beban
aksial desak dengan eksentrisitas tertentu (Nasution 2009) Pada penelitian ini
analisis kolom dilakukan menggunakan program PCA Col untuk memeriksa
kapasitas tulangan eksisting terhadap beban yang bekerja pada struktur Beban
aksial dan momen yang diinputkan diperoleh dari program CSI Bridge Analisis
kolom dilakukan pada pier segmen 1 dan pier segmen 2 yang masing-masing
memiliki dimensi dan susunan tulangan yang berbeda
Gambar 30 Pemodelan Pier
Pier Segmen 1
Pier
Segmen 2
42
Pier Segmen 1
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1 dimana
aksial (P) maksimum 4181749 kN yang menghasilkan M33 sebesar 920863 kN-m
dan M22 sebesar 796380 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu M33 maksimum
sebesar 1862805 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar 218102 kN- m dan aksial
(P) sebesar 4326789 kN
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1
Dari data yang telah diinputkan diperoleh diagram interaksi seperti pada
Gambar 30 Terlihat baik pada kombinasi 1 dan 2 beban masih berada di area
tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan bahwa kombinasi pembebanan
mampu ditahan oleh pier sehingga pier dikatakan aman terhadap beban yang
bekerja
Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1
43
Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2
Pier Segmen 2
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1
dimana aksial (P) maksimum 629513 kN yang menghasilkan M33 sebesar
38634 kN-m dan M22 sebesar 74265 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu
M33 maksimum sebesar 248387 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar
73617 kN-m dan aksial (P) sebesar 721377 kN
Berdasarkan data yang inputkan diperoleh diagram interaksi pier untuk pier
segmen 2 sebagai berikut
Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
DAFTAR TABEL
Tabel 1 Berat Jenis untuk Beban Mati (kNm3) 6 Tabel 2 Faktor Beban Akibat Beban Angin 8 Tabel 3 Koefisien Seret 8 Tabel 4 Penentuan Kelas Situs Tanah 9 Tabel 5 Nilai Koefisien Fa 10 Tabel 6 Nilai Koefisien Fv 10 Tabel 7 Kombinasi Pembebanan 23 Tabel 8 Kombinasi Beban ldquoDrdquo Arah Longitudinal Jembatan 26
Tabel 9 Perhitungan Nilai 28 Tabel 10 Akselerasi Spektrum Gempa Wilayah Jakarta 30
DAFTAR GAMBAR
Gambar 1 Data Episenter Gempa Utama di Indonesia dan Sekitarnya untuk
Magnituda M ge 5 yang Dikumpulkan dari Berbagai Sumber dalam
Rentang Waktu 1900-2009 1 Gambar 2 Contoh Struktur Sebuah Jembatan 3 Gambar 3 Konsep Perbedaan Beton Bertulang (Reinforced Concrete) dan
Beton Prategang (Prestressed Concrete) 4 Gambar 4 Desain Respon Spektrum 16 Gambar 5 Peta Respon Spektra Percepatan 02 Detik (SS) di Batuan Dasar
(SB) untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun 11 Gambar 6 Peta Respon Spektra Percepatan 10 Detik (S1) di Batuan Dasar
(SB) untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun 11 Gambar 7 Areal Aoh 13
Gambar 8 Denah Lokasi Proyek yang Ditinjau 15 Gambar 9 Diagram Alir Penelitian 17 Gambar 10 Layout Line Struktur Fly Over 18 Gambar 11 Input Material dan Penampang PCU Girder 19 Gambar 12 Penampang Superstruktur Jembatan 19 Gambar 13 Jenis Perletakan 20 Gambar 14 Input Kombinasi Pembebanan 20
Gambar 15 Input Respon Spektrum Wilayah Jakarta 21 Gambar 16 Akibat Kombinasi Pembebanan 21 Gambar 17 Pemodelan Struktur Fly Over 22
Gambar 18 Tampak Depan Struktur Fly Over 22
Gambar 19 Tampak Samping Struktur Fly Over 22
Gambar 20 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kiri 25 Gambar 21 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kanan 25
Gambar 22 Input Beban Truk ldquoTrdquo 26 Gambar 23 Input Pengaruh Temperatur 27 Gambar 24 Proyeksi Tumbukan pada Pier Terhadap Sumbu X dan Sumbu Y 27 Gambar 25 Peta Gempa untuk wilayah Jakarta 29 Gambar 26 Grafik Respon Spektrum Wilayah Jakarta Berdasarkan Peta Hazard
Gempa 2010 30 Gambar 27 Hasil Momen Akibat Berat Sendiri pada Jembatan 31
Gambar 28 Hasil Gaya Dalam Akibat Kombinasi Pembebanan ULS-5I 31
Gambar 29 Deformasi yang Terjadi pada Struktur Akibat Beban Hidup 32 Gambar 30 Pemodelan Pier 41
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1 42 Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1 42 Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2 43 Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2 43 Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1 44 Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2 44
DAFTAR LAMPIRAN
Lampiran 1 Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau Lampiran 2 Grafik Bore Log
Lampiran 3 Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier Lampiran 4 Layout Tendon U Girder Tipe F Lampiran 5 Layout Tendon Pier Head
Lampiran 6 Tulangan Deck Slab U Girder
Lampiran 7 Tulangan Girder Tipe F
Lampiran 8 Tulangan Pier Head
Lampiran 9 Tulangan Pier
DAFTAR NOTASI
a = tinggi blok tegangan tekan persegi ekivalen beton dalam analisis
kekuatan batas penampang beton bertulang akibat lentur
A = luas penampang m2
Ag = luas brutto penampang mm2
Aps = luas tulangan prategang dalam daerah tarik mm2
As = luas tulangan tarik non-prategang mm2
Av = luas tulangan geser dalam daerah sejarak s atau luas tulangan geser yang
tegak lurus terhadap tulangan lentur tarik dalam suatu daerah sejarak s
pada komponen struktur lentur tinggi mm2
b = lebar dari muka tekan komponen struktur mm
bw = lebar badan balok atau diameter dari penampang bulat mm
d = jarak dari serat tekan terluar ke pusat tulangan tarik mm
drsquo = tebal selimut beton mm
e = eksentrisitas (mm)
Ec = modulus elastisitas beton MPa
Es = modulus elastisitas tulangan MPa
f crsquo = kuat tekan beton yang disyaratkan pada umur 28 hari MPa
fpu = kuat tarik baja prategang MPa
fpe = tegangan tekan dalam beton akibat gaya prategang efektif saja (setelah
memperhitungkan semua kehilangan prategang) pada serat terluar dari
penampang dimana tegangan tarik terjadi akibat beban luar MPa
fs = tegangan dalam tulangan yang dihitung pada beban kerja
MPa
fy = tegangan leleh yang disyaratkan dari tulangan non-prategang
h = tinggi total komponen struktur mm
I = momen inersia penampang (mm4)
Jt = modulus puntir yang besarnya bisa diambil sebesar 04x2y
untuk penampang segiempat masif atau sebesar 04Σx2y untuk
penampang masif berbentuk T L atau I atau sebesar 2Ambw untuk
penampang berongga dinding tipis di mana Am adalah luas yang
dibatasi garis median dinding dari lubang tunggal (mm2)
L = panjang bentang jembatan m
Mcr = momen yang menyebabkan terjadinya retak lentur pada penampang
akibat beban luar
Mn = kekuatan momen nominal penampang Nmm
Mu = momen terfaktor akibat kombinasi pengaruh gaya luar yang terbesar
pada penampang Nmm
Nn = kekuatan aksial tekan penampang N
Nu = beban aksial terfaktor akibat kombinasi pengaruh gaya luar yang
terbesar yang tegak lurus pada penampang diambil positif untuk tekan
negatif untuk tarik dan memperhitungkan pengaruh dari tarik akibat
rangkak dan susut
Rn = besaran ketahanan atau kekuatan nominal dari penampang komponen
struktur
s = spasi dari tulangan geser atau puntir dalam arah paralel dengan tulangan
longitudinal mm
Tc = kuat puntir nominal yang disumbangkan oleh beton
Tn = kuat puntir nominal dari penampang komponen struktur
Ts = kuat puntir nominal yang disumbangkan oleh tulangan puntir
Tu = momen puntir terfaktor akibat kombinasi pengaruh gaya luar yang
terbesar pada penampang
Vc = kuat geser nominal yang disumbangkan oleh beton
Vn = kuat geser nominal dari penampang komponen struktur
Vs = kuat geser nominal yang disumbangkan oleh tulangan geser
Vu = gaya geser terfaktor akibat kombinasi pengaruh gaya luar yang terbesar
pada penampang
wc = berat jenis beton (kNm3)
W = berat komponen (kN)
x = dimensi terpendek bagian segiempat dari suatu penampang
y = dimensi terpanjang bagian segiempat dari suatu penampang
y = jarak tendon terhadap dimensi terluar dari beton
β1 = faktor tinggi blok tegangan tekan persegi ekivalen beban
ρ = rasio tulangan tarik non-prategang
ρrsquo = rasio tulangan tekan non-prategang
ρmin = rasio tulangan minimum terhadap luas penampang beton
ρb = rasio tulangan yang memberikan kondisi regangan yang seimbang
wc = berat jenis beton (kNm3)
= faktor reduksi kekuatan
σ = tegangan tendon prategang (MPa)
ω = indeks tulangan tarik non-prategang yang adalah = ρfyfcrsquo
ωrsquo = indeks tulangan tekan yang adalah = ρrsquofyfcrsquo
p = faktor yang memperhitungkan jenis tendon prategang
1
PENDAHULUAN
Dewasa ini peningkatan aktivitas perekonomian secara tidak langsung
semakin menuntut dibutuhkannya jaringan transportasi yang baik guna
memperlancar arus barang dan jasa Pesatnya perkembangan ilmu pengetahuan
dan teknologi juga telah menjadi salah satu faktor pendorong kemajuan di bidang
infrastruktur Dalam jaringan transportasi fungsi jalan dan jembatan sebagai
penghubung sebuah sistem memegang peranan yang sangat penting
Pembangunan Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok merupakan salah satu
contoh pentingnya jaringan jalan dalam sebuah sistem transportasi Struktur jalan
tol yang dibangun memerlukan perencanaan yang matang dari berbagai aspek
agar dapat memenuhi kebutuhan lalu lintas Sebuah jalan tol direncanakan
berdasarkan kebutuhan volume kendaraan yang melintas faktor daya dukung
tanah serta koneksi antar ruas jalan tol lainnya
Perencanaan struktur bangunan saat ini secara umum telah memasukkan
faktor gempa untuk menciptakan suatu struktur yang aman dan terhindar dari
kerusakan-kerusakan fatal akibat gempa Mengingat Indonesia terletak pada zona
tektonik yang sangat aktif ketahanan struktur bangunan terhadap gempa menjadi
sebuah hal yang perlu diperhitungkan Seperti halnya Jepang dan California
Indonesia termasuk dalam wilayah yang sangat rawan bencana gempa bumi Hal
ini dikarenakan tiga lempeng besar dunia dan sembilan lempeng kecil lainnya
saling bertemu di wilayah Indonesia serta membentuk jalur-jalur pertemuan
lempeng yang kompleks Keberadaan interaksi antar lempeng-lempeng tersebut
menempatkan Indonesia sebagai wilayah rawan gempa Dalam 6 tahun terakhir
diantaranya tercatat beberapa bencana gempa besar yang terjadi di wilayah Aceh
Nias Yogya dan Padang yang menyebabkan keruntuhan infrastruktur dan korban
jiwa
Gambar 1 Data Episenter Gempa Utama di Indonesia dan Sekitarnya untuk
Magnituda M ge 5 yang Dikumpulkan dari Berbagai Sumber dalam Rentang
Waktu 1900-2009
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
2
Latar Belakang
Suatu struktur yang dibangun perlu didesain sesuai dengan kriteria standar
perencanaan serta tahan terhadap beban gempa mengingat Indonesia terletak pada
zona tektonik yang aktif Perencanaan struktur tahan gempa sangat penting untuk
menciptakan struktur yang aman dan terhindar dari kerusakan-kerusakan fatal
akibat gempa
Perumusan Masalah
Berdasarkan kriteria standar perencanaan dan peta gempa terbaru perlu
dilakukan analisis terhadap struktur yang ditinjau dengan mengacu pada Peta
Hazard Gempa 2010 Pada penelitian ini dilakukan analisis struktur P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
Analisis dilakukan dengan membandingkan gaya dalam yang terjadi akibat
pembebanan terhadap kapasitas nominal dari struktur tersebut
Tujuan Penelitian
Tujuan dari penelitian ini adalah menganalisis struktur fly over P106-P107
(Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok seksi E2-A
terhadap beban gempa Hasil analisis yang berupa perhitungan jumlah tendon dan
tulangan kemudian dibandingkan dengan kondisi eksisting
Manfaat Penelitian
Manfaat dari penelitian ini adalah dapat mengaplikasikan ilmu pengetahuan
di bidang teknik sipil dan lingkungan
Ruang Lingkup Penelitian
Penelitian ini dilakukan dengan beberapa ruang lingkup sebagai berikut
1 Analisis dilakukan pada struktur P106-P107 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425)
Jenis pembebanan yang termasuk ke dalam analisis adalah berat sendiri
beban mati tambahan beban lalu lintas prategang suhu gaya rem tumbukan
beban angin dan beban gempa
2 Struktur fly over yang ditinjau adalah slab girder pier head dan pier
3 Analisis ketahanan gempa dilakukan dengan mengacu pada Peta Hazard
Gempa Indonesia 2010 menggunakan metode analisis gempa dinamis
4 Pemodelan struktur dan analisis gaya dalam dilakukan menggunakan program
CSI Bridge Versi 15
5 Analisis dilakukan dengan membandingkan jumlah tendon dan tulangan hasil
evaluasi dengan kondisi eksisting
3
TINJAUAN PUSTAKA
Jembatan
Jembatan merupakan salah satu infrastruktur yang berperan penting dalam
kehidupan manusia Jembatan juga menjadi elemen kunci dalam sebuah sistem
transportasi karena merupakan pengontrol kapasitas daripada sistem tersebut baik
dari segi berat maupun volume lalu lintas Berdasarkan bahan konstruksinya
jembatan dapat dibedakan menjadi beberapa macam antara lain jembatan kayu
jembatan beton bertulang jembatan beton prategang jembatan baja dan jembatan
komposit Penggunaan bahan penyusun jembatan tergantung daripada kebutuhan
desain konstruksi (Supriyadi dan Muntohar 2007)
Secara umum struktur suatu jembatan dapat dibagi menjadi 2 bagian yaitu
struktur atas dan struktur bawah Struktur atas (superstructure) merupakan bagian
yang menerima beban langsung yang meliputi berat sendiri beban mati beban
mati tambahan beban lalu-lintas dan beban lingkungan Struktur atas jembatan
umumnya meliputi slab lantai kendaraan girder balok diafragma dan tumpuan
(bearing) Struktur bawah (substructure) jembatan berfungsi memikul seluruh
beban struktur atas dan beban lain yang ditimbulkan oleh lingkungan untuk
disalurkan ke dalam tanah Struktur bawah terdiri dari kolom (pier) pile cap dan
pondasi (Barker and Pucket 2007)
Gambar 2 Contoh Struktur Sebuah Jembatan
Sumber httpenblogunikomacidbridge-structure694
Beton Prategang (Prestressed Concrete)
Beton memiliki kuat tekan yang tinggi namun lemah terhadap kuat tarik
Gaya tarik yang bekerja tersebut dapat menyebabkan retak (crack) dan patah
Beton polos (unreinforced concrete) hanya dapat digunakan pada kasus material
mengalami beban tekan atau pada kondisi tegangan tarik yang sangat rendah
sehingga beton perlu diperkuat dengan tulangan baja yang memiliki kuat tarik
tinggi Pada beton bertulang retak dan defleksi pada dasarnya tidak dapat kembali
apabila komponen struktur tersebut telah mencapai kondisi batas pada saat
mengalami beban kerja Karena rendahnya kapasitas tarik pada beton maka retak
lentur terjadi pada taraf pembebanan yang masih rendah Untuk mengurangi
4
atau mencegah berkembangnya retak tersebut gaya konsentris atau eksentris
diberikan dalam arah longitudinal elemen struktural Gaya ini mencegah
berkembangnya retak dengan cara mengeliminasi atau sangat mengurangi
tegangan tarik di bagian tumpuan dan daerah kritis pada kondisi beban kerja
sehingga dapat meningkatkan kapasitas lentur geser dan torsional penampang
tersebut Gaya longitudinal tersebut merupakan gaya prategang yaitu gaya tekan
yang memberikan prategangan pada penampang di sepanjang bentang suatu
elemen struktural sebelum bekerjanya beban mati dan beban hidup transversal
atau beban hidup horizontal transien (Nawy 2001)
Beton prategang adalah beton bertulang yang diberi tegangan dalam untuk
mengurangi tegangan tarik potensial dalam beton akibat beban kerja Pada beton
bertulang tulangan di dalam komponen struktur tidak memberikan gaya dari
dirinya pada komponen struktur tersebut suatu hal yang berlawanan dengan aksi
baja prategang Baja tendon yang dibutuhkan untuk menghasilkan gaya prategang
di dalam komponen struktur prategang secara aktif memberikan beban awal pada
komponen struktur sehingga memungkinkan terjadinya pemulihan retak dan
defleksi Apabila kuat tarik lentur beton terlampaui komponen struktur prategang
mulai beraksi seperti elemen beton bertulang (Nawy 2001)
Gambar 3 Konsep Perbedaan Beton Bertulang (Reinforced Concrete) dan Beton
Prategang (Prestressed Concrete)
Sumber httpptsindianetdesign_criteriahtml
Pada beton prategang tegangan permanen diberikan di komponen struktur
sebelum seluruh beban mati dan beban hidup bekerja agar tegangan tarik netto
yang ditimbulkan oleh beban-beban tersebut dapat dieliminasi atau sangat
dikurangi Komponen struktur prategang mempunyai tinggi lebih kecil
dibandingkan beton bertulang untuk kondisi bentang dan beban yang sama akibat
eliminasi tegangan tarik netto yang ditimbulkan oleh beban dengan adanya
struktur prategang (Nawy 2001)
Terdapat dua teknik prategang pada beton yaitu pre-tensioning dan post-
tensioning Teknik pre-tensioning adalah pemberian tegangan pada tendon
sebelum beton dicor Teknik ini pada prinsipnya digunakan untuk
5
konstruksi jembatan bentang pendek yang menggunakan balok jembatan standar
Teknik post-tensioning merupakan pemberian tegangan yang dilakukan setelah
beton dicor
Standar Perencanaan Jembatan
Terdapat dua pendekatan dalam perencanaan sebuah struktur jembatan yaitu
rencana tegangan kerja dan rencana keadaan batas (ultimit)
1 Rencana Tegangan Kerja
Pendekatan ini merupakan pendekatan elastis yang digunakan untuk
memperkirakan kekuatan atau stabilitas dengan membatasi tegangan dalam
struktur sampai tegangan izin Tegangan izin tersebut dibuat dengan membuat
beberapa toleransi untuk stabilitas tidak linear dan pengaruh bahan pada
kekuatan struktur terisolasi dengan membagi kekuatan ultimate dengan faktor
keamanan (SF)
Pendekatan menggunakan tegangan kerja memiliki kelemahan yaitu kurangnya
efisiensi dalam mencapai tingkat keamanan yang konsisten bila faktor keamanan
digunakan pada bahan saja
2 Rencana Keadaan Batas (Ultimate)
Pada rencana keadaan batas margin keamanan digunakan lebih merata
pada seluruh struktur melalui penggunaan faktor keamanan parsial Tidak seperti
cara tegangan kerja yang mana faktor keamanan digunakan hanya untuk bahan
dalam rencana keadaan batas faktor keamanan terbagi antara beban dan bahan
faktor reduksi kekuatan x kapasitas nominal ge faktor beban x beban nominal
Rencana keadaan batas lebih rasional dibandingkan pendekatan tegangan kerja
Perencanaan yang dihasilkan oleh penggunaan prinsip keadaan batas akan lebih
ekonomis dan akan menghasilkan jembatan dengan kemampuan kapasitas dan
kekuatan yang merata
Pembebanan Pada Jembatan
Jenis-jenis beban yang perlu diperhitungkan dalam merancang suatu jembatan
menurut RSNI T-02-2005 tentang Standar Pembebanan untuk Jembatan adalah
sebagai berikut
1 Beban Mati (Dead Load)
Berat sendiri dan beban mati tambahan termasuk ke dalam kategori beban mati
A Berat Sendiri
Berat sendiri struktur merupakan semua beban tetap yang berasal dari
berat bangunan dan elemen-elemen struktural lain yang dipikulnya Termasuk
dalam hal ini adalah berat bahan dan bagian jembatan yang merupakan
6
elemen struktural ditambah dengan elemen non struktural yang dianggap tetap
Perhitungan berat sendiri dapat dilakukan menggunakan rumus
(1)
Keterangan
berat komponen persatuan volume (kNm3)
bentang jembatan (m)
luas penampang (m2)
Nilai berat komponen persatuan volume atau berat isi untuk berbagai jenis bahan
telah tercantum pada RSNI T-02-2005
Tabel 1 Berat Jenis untuk Beban Mati (kNm3)
No Bahan BeratSatuan Isi (kNm3) KerapatanMasa (kgm
3)
1 Campuran aluminium 2627 2720
2 Lapisan permukaan beraspal 22 2240
3 Besi tuang 71 7200
4 Timbunan tanah dipadatkan 172 1760
5 Kerikil dipadatkan 188-227 1920-2320
6 Aspal beton 22 2240
7 Beton ringan 1225-196 1250-2000
8 Beton 220-250 2240-2560
9 Beton prategang 250-260 2560-2640
10 Beton bertulang 235-255 2400-2600
11 Timbal 111 11400
12 Lempung lepas 125 1280
13 Batu Pasangan 235 2400
14 Neoprin 113 1150
15 Pasir kering 157-172 1600-1760
16 Pasir basah 180-188 1840-1920
17 Lumpur lunak 172 1760
18 Baja 77 7850
19 Kayu (ringan) 78 800
20 Kayu (keras) 11 1120
21 Air murni 98 1000
22 Air garam 10 1025
23 Besi tempa 755 7680
7
B Beban Mati Tambahan (Superimposed Dead Load)
Beban mati tambahan adalah berat seluruh bahan yang membentuk suatu
beban pada jembatan yang merupakan elemen non struktural dan besarnya dapat
berubah selama umur jembatan Beban mati tambahan dapat berupa utilitas pada
saat pengerjaan jembatan berat pelapisan kembali permukaan jembatan parapet
trotoar lampu jembatan pipa air serta sarana lainnya yang dipikul langsung oleh
jembatan
2 Beban Hidup (Live Load)
Beban hidup terdiri dari semua beban bergerak yang bekerja pada deck
jembatan Beban hidup terdiri dari beban kendaraan kereta maupun beban
pejalan kaki Beban hidup dapat tersebar merata sepanjang deck seperti beban
padatnya lalu lintas dan beban kereta api yang panjang ataupun dapat berupa
beban terpusat seperti beban truk berat tunggal poros dan lokomotif Beban lalu
lintas untuk perencanaan jembatan terdiri atas beban lajur ldquoDrdquo dan beban truk ldquoTrdquo
A Beban Lajur ldquoDrdquo
Beban Lajur ldquoDrdquo bekerja pada seluruh lebar lajur kendaraan dan
menimbulkan pengaruh pada jembatan yang ekuivalen dengan rangkaian
kendaraan yang sebenarnya Jumlah total beban lajur ldquoDrdquo yang bekerja tergantung
pada lebar lajur kendaraan jembatan Beban lajur D terdiri dari beban terbagi rata
(BTR) yang digabung dengan beban garis (BGT)
Beban Terbagi Rata (BTR)
Beban terbagi rata mempunyai intensitas q (KPa) dimana besarnya q tergantung
pada panjang total yang dibebani L seperti berikut
L le 30 m q = 90 kPa (2)
L gt 30 m q = 90 ( 05 15
L ) kPa (3)
Dengan pengertian
q = intensitas beban terbagi rata (BTR) dalam arah memanjang jembatan
Beban Garis Terpusat (BGT)
Beban garis dengan intensitas p kNm harus ditempatkan tegak lurus terhadap
arah lalu lintas pada jembatan Besarnya intensitas p adalah 490 kNm
B Beban Truk ldquoTrdquo
Pembebanan truk ldquoTrdquo merupakan kendaraan berat dengan jumlah 3 as Berat
dari masing-masing as disebarkan menjadi 2 beban merata sama besar yang
merupakan bidang kontak antara roda dengan permukaan lantai yang dimaksud
agar mewakili pengaruh roda kendaraan berat Terlepas dari panjang jembatan
atau susunan bentang hanya ada satu kendaraan truk ldquoTrdquo yang bisa ditempatkan
pada satu lajur lalu lintas rencana Kendaraan truk ldquoTrdquo harus ditempatkan
ditengah-tengah lajur lalu lintas rencana
8
3 Beban Angin
Tabel 2 Faktor Beban Akibat Beban Angin
Keadaan Batas
Lokasi
sampai 5 km dari pantai
(mdetik)
gt 5 km dari pantai
(mdetik)
Daya Layan 30 25
Ultimit 35 30
Faktor beban tersebut tidak berlaku untuk jembatan besar atau penting
seperti yang ditentukan oleh instansi yang berwenang Jembatan-jembatan
demikian harus diselidiki secara khusus akibat pengaruh beban angin termasuk
respons dinamis jembatan Gaya nominal ultimit dan daya layan jembatan akibat
pengaruh angin TEW tergantung kecepatan angin rencana seperti berikut
TE = 00006 Cw w 2Ab [kN] (4)
Keterangan
w kecepatan angin rencana (ms) untuk keadaan batas yang ditinjau
koefisien seret
luas koefisien bagian samping jembatan (m2)
Tabel 3 Koefisien Seret
Tipe Jembatan
Bangunan atas massif
bd = 10
bd = 20
bd ge 60
Bangunan atas rangka
21
15
125
12 Keterangan
b lebar keseluruhan jembatan dihitung dari sisi luar sandaran
d tinggi bangunan atas termasuk tinggi bagian sandaran yang masif
Harga antara dari bd bias diinterpolasi linier
Apabila bangunan atas mempunyai superelevasi harus dinaikkan sebesar 3
untuk setiap superelevasinya dengan kenaikan maksimum 25
4 Beban Gempa
Standar perencanaan ketahanan gempa untuk jembatan diatur dalam SNI
28332008 Standar tersebut membahas analisis dinamis dan digunakan untuk
merencanakan struktur jembatan tahan gempa sehingga kerusakan terjadi
setempat dan mudah diperbaiki struktur tidak runtuh dan dapat dimanfaatkan
kembali Analisis dinamis diperlukan sebagai verifikasi bila kinerja struktur
terhadap gempa tidak diwakili sepenuhnya oleh prosedur perhitungan statis dan
semi dinamis Cara spektral moda tunggal dan majemuk dengan atau tanpa
pengaruh interaksi tanah merupakan perhitungan semi-dinamis Analisis dinamis
dengan cara riwayat waktu sering menggunakan rekaman akselerasi gempa dari
luar sehingga perlu disesuaikan dengan akselerasi puncak (Peak Ground
Acceleration) untuk wilayah gempa yang ditinjau Pilihan prosedur analisis gempa
9
tergantung pada tipe jembatan besarnya koefisien akselerasi gempa dan tingkat
kecermatan
Perencanaan suatu struktur tahan gempa perlu mempertimbangkan faktor
percepatan puncak (PGA) respon spektra percepatan di batuan dasar untuk
perioda pendek 02 detik (Ss) dan untuk perioda 10 detik (S1) Ketiga nilai
tersebut dapat diperoleh menggunakan peta Hazard gempa Indonesia 2010
Penentuan kelas situs tanah (klasifikasi site) merupakan tahapan awal dalam
perencanaan beban gempa dengan terlebih dahulu mencari nilai N
N = Σi=1 tim
Σi=1
tiNi
frasl
m (5)
Kelas situs tanah dapat ditentukan berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia
2010 menggunakan tabel berikut
Tabel 4 Penentuan Kelas Situs Tanah
Kelas Situs (mdetik) Su(kPa)
SA (Batuan Keras) gt 1500 NA NA
SB (Batuan) 750-1500 NA NA
SC (Tanah Keras) 350-750 gt 50 gt 100
SD (Tanah Sedang) 175-350 15-50 50-100
SE (Tanah Lunak) lt 175 lt 15 lt 50
Setiap profil tanah yang mengandung lebih dari 3m tanah dengan karakteristik
sebagai berikut
1 Indeks plastisitas PI gt 20
2 Kadar air w ge 40 dan
3 Kadar geser niralir Su lt 25 kPa
SF (Tanah Khusus) Setiap profil lapisan tanah yang memiliki salah satu atau
lebih dari karakteristik berikut
1 Rawan dan berpotensi gagal atau runtuh akibat beban gempa seperti mudah
likuifaksi lempung sangat sensitif tanah tersegmentasi rendah
2 Lempung sangat organik atau gambut (ketebalan H gt 3 m)
3 Lempung berplastisitas sangat tinggi (ketebalan H gt 75 m dengan PI gt 75)
4 Lapisan lempung lunakmedium kaku (ketebalan H gt 35 m dengan Su lt 50 kPa
Keterangan NA = tidak dapat dipakai
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
Selanjutnya akselerasi respons spektra puncak dapat dihitung dengan
persamaan
SMS = Fa Ss (6)
SM1 = Fv S1 (7)
Keterangan
SMS = akselerasi respons spektra puncak pada periode pendek
SM1 = akselerasi respons spektra puncak pada periode 1 detik
Ss = nilai spektra percepatan untuk periode pendek 02 detik di batuan dasar
S1 = nilai spektra percepatan untuk periode 10 detik di batuan dasar
Fa = koefisien periode pendek
Fv = koefisien periode 1 detik
Nilai koefisien dan dapat ditentukan menggunakan Tabel 4 dan 5 Nilai
Ss dan S1 diperoleh dari Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
10
Tabel 5 Nilai Koefisien Fa
Ss
Klasifikasi
Site SS le 025 SS = 05 SS = 075 SS = 10 SS ge 125
SA 08 08 08 08 08
SB 10 10 10 10 10
SC 12 12 11 10 10
SD 16 14 12 11 10
SE 25 17 12 09 09
SF SS
Tabel 6 Nilai Koefisien Fv
S1
Klasifikasi
Site S1 le 01 S1 = 02 S1 = 03 S1 = 04 S1 ge 05
SA 08 08 08 08 08
SB 10 10 10 10 10
SC 17 16 15 14 13
SD 24 20 18 16 15
SE 35 32 28 24 24
SF SS
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
Desain parameter akselerasi spektra dihitung menggunakan persamaan
SDS =
SMS (8)
SD1 =
SM1 (9)
Faktor
diperoleh dari hasil konversi dari gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
Pembuatan respon spektrum menggunakan persamaan berikut
Sa = SDS 04 06 T
To) untuk (10)
Sa = SDS untuk (11)
Sa = SD1
T untuk (12)
Sa = SD1TL
T2 untuk (13)
Nilai dan dihitung menggunakan persamaan
T0 = 02 SD1
SDS (14)
TS = SD1
SDS (15)
dimana TL = waktu transisi periode panjang
Sa = akselerasi spektra
SDS = desain parameter akselerasi respon spektra periode pendek
SD1 = desain parameter akselerasi respon spektra periode 1 detik
SMS = akselerasi respon spektra puncak periode pendek
SM1 = akselerasi respon spektra puncak periode 1 detik
Berdasarkan nilai Sa dan T dapat dibuat grafik respon spektrum seperti berikut
11
Gambar 4 Desain Respon Spektrum
Sumber ASCE 07-2010
Gambar 5 Peta Respon Spektra Percepatan 02 Detik (SS) di Batuan Dasar (SB)
untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun
Gambar 6 Peta Respon Spektra Percepatan 10 Detik (S1) di Batuan Dasar (SB)
untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
12
Desain dan Perhitungan Balok
Rumus-rumus yang digunakan pada analisis struktur balok mengacu pada RSNI
T-02-2005 dan RSNI T-12-2004
1 Tulangan lentur balok
Tegangan analitis batas baja prategang fps (untuk perhitungan kekuatan
batas nominal penampang beton prategang) harus diambil tidak melebihi fpy
Jika tidak tersedia perhitungan yang lebih tepat dan tegangan efektif pada
tendon fpe tidak kurang dari 05 fpu tegangan analitis batas baja prategang fps
dalam tendon yang terlekat penuh dapat diambil sebesar
fps= fpu (1- p
β1[ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) (16)
Jika pengaruh tulangan tekan diperhitungkan pada saat menghitung fps dengan
persamaan (16) maka nilai [ρp
fpu
fc
d
dp ω - ω ] harus diambil tidak kurang dari
017 dan nilai drsquo tidak lebih dari 015
Keterangan
p = faktor yang memperhitungkan jenis tendon prategang dengan nilai
055 untuk fpy
fpu ge 080
040 untuk fpy
fpu ge 085
028 untuk fpy
fpu ge 090
β1 = faktor tinggi blok tegangan tekan persegi ekuivalen beban dimana
β1 = 085 untuk fc le 30 MPa
β1 = 085 ndash 0008 (fc - 30) untuk fc ge 30 MPa (17)
Perencanaan momen lentur harus didasarkan pada
Mu le Mn (18)
Nilai Mn dihitung dengan persamaan
Mn = 08 Apsfps (d -a
2 ) As fy (d -
a
2 )+ (19)
Jarak antar tulangan dihitung menggunakan persamaan
Apsfps As fy = 085 fc ab (20)
2 Tulangan Geser Balok
Perencanaan tulangan geser harus didasarkan pada
u le n (21)
Dimana nilai adalah kuat geser nominal yang dihitung menggunakan
persamaan
n= c s (22)
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton pada struktur yang dibebani geser
dan lentur saja dapat dihitung menggunakan persamaan sebagai berikut
13
c= (radicf c
6) bwd (23)
Kuat geser yang disumbangkan oleh tulangan geser untuk tulangan geser yang
tegak lurus terhadap sumbu aksial komponen struktur dapat dihitung
menggunakan persamaan
s= Av fy d
s (24)
Kekuatan lentur dari balok beton bertulang sebagai komponen struktur jembatan
harus direncanakan dengan menggunakan cara ultimit atau cara Perencanaan
berdasarkan Beban dan Kekuatan Terfaktor (PBKT)
3 Kekuatan Puntir Balok
Kekuatan puntir balok harus didasarkan pada
Tu le Tn (25)
Dimana puntir nominal Tn bisa dihitung sebagai penjumlahan dari puntir nominal
yang disumbangkan oleh beton Tc dan puntir nominal yang disumbangkan oleh
tulangan Ts dengan rumus
Tn= Tc Ts (26)
Dimana
Tc= Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
(27)
Ts= fy (Asw
s) 2 Act cot t (28)
Persamaan tersebut digunakan dalam menghitung nilai kekuatan puntir nominal
tulangan dengan nilai t = 45o untuk beton non prategang dan t=375
o untuk
beton prategang
Untuk sengkang tertutup dapat dihitung Asw
sle 02
y1
fyf (29)
Tn=2AoAtfyv
scot (30)
Dengan dapat diambil sebesar 085
Gambar 7 Areal Aoh
14
Tulangan longitudinal tambahan yang diperlukan untuk menahan puntir dapat
dihitung menggunakan persamaan
Al= (At
s) ρ
h
fyv
fyt cot2 (31)
Desain dan Perhitungan Kolom
Pengaruh kelangsingan kolom dapat diabaikan untuk komponen struktur tekan tak
bergoyang apabila dipenuhi klu
r le 34- (12
M1
M2) (32)
Untuk komponen struktur tekan bergoyang pengaruh kelangsingan dapat
diabaikan apabila klu
r le 22 (33)
Beberapa persyaratan tulangan memanjang untuk kolom antara lain memiliki
luas tidak kurang dari 001 Ag dan tidak melebihi 008 Ag kecuali jika jumlah dan
penempatan tulangan mempersulit penempatan dan pemadatan beton pada
sambungan dan persilangan dari bagian-bagian komponen maka batas maksimal
rasio tulangan perlu dikurangi
Rasio tulangan spiral ρs tidak boleh kurang dari
ρs= 045 (
Ag
Ac-1)
f c
fy (34)
Software CSI Bridge
Computers and Structures Inc (CSI) Bridge merupakan salah satu software
yang dikembangkan oleh pihak CSI yang merupakan pelopor dalam
pengembangan software untuk analisis struktur dan gempa Tahap pemodelan
analisis dan desain dari struktur sebuah jembatan telah diintegrasikan dalam
software CSI Bridge untuk menciptakan perangkat komputer engineering yang
mendasar Dengan menggunakan CSI Bridge dapat didesain jembatan beton
maupan baja dengan cepat dan mudah Fitur parametric modeller memungkinkan
pengguna untuk membuat model jembatan sederhana hingga kompleks dan
membuat perubahan secara efisien dalam melakukan kontrol pada desain
(httpwwwcsiamericacomcsibridge)
Software PCA Col
PCAColumn (PCA Col) merupakan software yang dirancang untuk
mendesain dan memeriksa kapasitas penampang beton bertulang terhadap gaya
aksial dan momen lentur Bentuk penampang benton dapat berupa persegi empat
lingkaran hingga tidak beraturan dengan berbagai macam susunan dan pola
tulangan Selain itu efek kelangsingan kolom juga dapat diperhitungkan Dari
program tersebut dapat diperoleh diagram interaksi gaya aksial (P) dan momen
lentur (M) baik dalam sumbu uniaksial maupun biaksial dimana Mx dan My juga
dapat diplot terhadap sumbu biaksial dari kolom dan dinding geser yang tidak
beraturan (httppcacolumnsoftwareinformercom)
15
METODOLOGI
Waktu dan Tempat
Penelitian dilakukan pada bulan Februari ndash Juni 2013 yang diawali dengan
pengumpulan data Data penelitian diperoleh dari Satuan Kerja Pelaksanaan Jalan
Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A Struktur yang ditinjau adalah fly over
P106-P107 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425)
Gambar 8 Denah Lokasi Proyek yang Ditinjau
Proyek pembangunan jalan bebas hambatan Tanjung Priok merupakan
program strategis pemerintah dalam rangka meningkatkan kapasitas jaringan
transportasi kota Jakarta khususnya Jakarta Utara Proyek ini menjadi salah satu
upaya pengembangan Kawasan Strategis Nasional Tanjung Priok sebagai pusat
kegiatan ekspor-impor yang saat ini telah menempati peringkat ke-24 dunia untuk
arus peti kemas Jalan bebas hambatan yang dibangun berfungsi sebagai jalan
pintas untuk meningkatkan akses terhadap pelabuhan dan dalam jangka panjang
juga berfungsi sebagai penghubung ruas tol Jakarta Outer Ring Road (JORR)
dengan Jakarta Inter Urban Toll (JIUT)
Alat dan Bahan
Alat yang digunakan dalam penelitian ini adalah sebagai berikut
1 Komputer Intel CoreTM
Duo Processor T6600
2 Program CSI Bridge Versi 15 dan PCA Col
3 Program Microsoft Office Excel 2010
4 Program Autocad 2010
Bahan penelitian merupakan data sekunder berupa shop drawing Proyek Jalan
Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A yaitu data struktur P106-P107
16
Penggunaan shop drawing dikarenakan belum tersedianya data as built drawing
Data-data yang diperoleh meliputi
1 Denah dan gambar detail struktur fly over P106-P107 yang meliputi layout
fly over dimensi struktur jembatan serta gambar detail tendon dan tulangan
Struktur yang ditinjau memiliki kriteria desain sebagai berikut
a) Slab
Kuat tekan beton ( ) = 30 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic30 MPa = 2574296 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
b) PCU Girder
Kuat tekan beton ( ) = 40 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic40 MPa = 2972541 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Kuat tarik putus ( = 1860 MPa
Kuat leleh baja prategang ( ) = 1670 MPa
c) Pier Head
Kuat tekan beton ( ) = 35 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic40 MPa = 2780557 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Kuat tarik putus ( = 1860 MPa
Kuat leleh baja prategang ( ) = 1670 MPa
d) Pier
Tipe = Y Pier
Kuat tekan beton ( ) = 30 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic30 MPa = 2574296 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Tinggi pier ( ) = 22 m
Lebar pier ( = 35 m
Tebal pier ( ) = 45 m
e) Data soil investigation Bore Log (Lampiran 2)
2 Standar dan peraturan perencanaan sebagai berikut
RSNI T-02-2005 ldquoPembebanan untuk Jembatanrdquo
SNI 2833 2008 ldquoStandar Perencanaan Ketahanan Gempa untuk Jembatanrdquo
RSNI T-12-2004 ldquoPerencanaan Struktur Beton untuk Jembatanrdquo
SNI 03-3847-2002 ldquoTata Cara Perhitungan Struktur Beton untuk Bangunan
Gedungrdquo
17
Tahapan Penelitian
Tahapan penelitian tersaji dalam diagram alir sebagai berikut
Keterangan
1 Data sekunder merupakan shop drawing kontraktor PT Obayashi-Jaya
Konstruksi JO yang digunakan dalam penelitian ini sebagai acuan dalam
pemodelan jembatan
2 Peraturan dan standar perencanaan terkait dengan penelitian ini adalah Standar
Nasional Indonesia Peraturan pembebanan jembatan terdapat dalam RSNI T-
02-2005 Perencanaan ketahanan gempa untuk jembatan terdapat dalam SNI
2833 2008 Perencanaan struktur beton untuk jembatan terdapat dalam RSNI
T-12-2004
Mulai
Pengumpulan Data Penelitian dan Bahan Rujukan
Program CSI Bridge
Pemodelan
Struktur
Input
Pembebanan
Input
Spektrum Gempa
Gaya Dalam
Desain
Ulang
Tulangan
Selesai
Aman
Mu le Mn
u le n
Tu le Tn
Tidak
Ya
Gambar 9 Diagram Alir Penelitian
18
3 Program CSI Bridge digunakan untuk mempermudah dalam menganalisis
gaya dalam (internal force) yang bekerja akibat pembebanan Setelah
dilakukan pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum dapat
diperoleh nilai gaya dalam ultimit Analisis gaya dalam dilakukan dengan
membandingkan gaya dalam ultimit yang terjadi akibat pembebanan dengan
kapasitas nominal struktur fly over yang ditinjau
Pemodelan Struktur
a) Layout fly over
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri
dari 2 ruas jembatan kiri dan kanan dimana panjang 1 bentang (span)
sebesar 3575 m dengan jumlah bentang yang dianalisis sebanyak 3 span
Pendefinisian layout fly over pada program CSI Bridge dapat
menggunakan bridge wizard di menu Home
Gambar 10 Layout Line Struktur Fly Over
b) Material konstruksi dan penampang
Beton dengan = 30 MPa untuk slab dan pier
Beton dengan = 35 MPa untuk pier head
Beton dengan = 40 MPa untuk PCU Girder
Baja tulangan U39 dengan = 390 MPa
Baja tendon dengan fpy=1670 MPa dan fpu= 1860 MPa
19
Input material dilakukan pada menu Home-Bridge Wizard-Materials seperti pada
Gambar 12 berikut Sedangkan pemodelan penampang dilakukan pada menu
Components-Properties-Frame Properties-New-Frame Section Property Type
concrete-Precast U
Gambar 11 Input Material dan Penampang PCU Girder
Pendefinisian jumlah girder jarak antar girder dan tebal slab dilakukan pada
menu Components-Superstructure Deck Sections-New-Precast U Girder
Gambar 12 Penampang Superstruktur Jembatan
20
c) Jenis perletakan adalah tipe sendi-rol yang didefinisikan pada menu Home-
Bridge Wizards-Bearings
Gambar 13 Jenis Perletakan
d) Input pembebanan
Kombinasi pembebanan mengacu pada RSNI T-02-2005 Input
kombinasi pembebanan dilakukan pada menu DesignRating ndash Load
Combination ndash Add New Load Combination ndash Masukkan Load Case Name ndash
Load Case Type ndash Scale Factor ndash OK Contoh kombinasi pembebanan yang
telah diinputkan pada CSI Bridge terlihat pada gambar berikut
Gambar 14 Input Kombinasi Pembebanan
e) Input Respon Spektrum
Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 dibuat respon spektrum untuk
analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
21
CSI Bridge Respon spektrum diinputkan pada menu Loads ndash Functions ndash Respon
Spectrum ndash Add New Function ndash Pilih User ndash Masukkan Damping Ratio 005 ndash
Masukkan nilai Period dan Acceleration (Diperoleh dari hasil perhitungan
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010) ndash OK Pembuatan respon spektrum
gempa secara lebih rinci dijelaskan pada bab pembahasan
Gambar 15 Input Respon Spektrum Wilayah Jakarta
f) Hasil Gaya Dalam
Setelah pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum
struktur dapat dianalisis pada menu Analysis ndash Run Analysis ndash Pilih Load Case
yang ingin dianalisis ndash Run Analysis Hasil gaya dalam dapat ditampilkan pada
menu Home ndash Display ndash Show Bridge Superstructure Forces
Gambar 16 Contoh Momen Akibat Kombinasi Pembebanan
22
HASIL DAN PEMBAHASAN
Model Struktur Jembatan
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri dari 2
ruas jembatan kiri dan kanan dengan panjang total 10725 m Struktur terdiri dari
3 span dimana panjang satu span 3575 m Superstruktur jembatan ruas kiri terdiri
dari 4 girder dan ruas kanan terdiri dari 5 girder dengan tipe PCU dan memiliki
superelevasi sebesar 2 Struktur fly over tersebut ditopang oleh dua kolom cast
in site tipe Y-Pier dengan tinggi 22 m
Gambar 17 Pemodelan Struktur Fly Over
Gambar 19 Tampak Samping Struktur Fly Over
145 m 18 m
L total = 10725 m
Gambar 18 Tampak Depan Struktur Fly Over
23
Input Pembebanan
Pembebanan yang diinputkan pada program CSI Bridge mengacu pada
RSNI T-02-2005 (Tabel 40) mengenai Peraturan Pembebanan untuk Jembatan
dengan ragam kombinasi pada kondisi ultimit (Ultimate Limit States) sebagai
berikut
Tabel 7 Kombinasi Pembebanan
Nama
Kombinasi
Aksi
Permanen Aksi Transien Aksi Khusus
MS MA PS TD TT TB ET EW TTC
EQ-
X
EQ-
Y
ULS-1A 13 2 1 198 198 132
ULS-1B 13 2 1 198 198 132
ULS-1C 13 2 1 198 198 132
ULS-1D 13 2 1 198 198 132
ULS-4A 13 2 1 132 132
ULS-5A 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5B 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5C 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5D 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5E 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5F 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5G 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5H 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5I 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5J 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5K 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5L 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-5M 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5N 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5O 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5P 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-6A 13 2 1 198 198 1
ULS-6B 13 2 1 198 198 1
Keterangan
MS = Berat Sendiri
MA = Beban Mati Tambahan
PS = Pengaruh Prategang
TD = Beban Lajur ldquoDrdquo
TT = Beban Truk ldquoTrdquo
TB = Gaya Rem
ET = Beban Temperatur
EW = Beban Angin
TTC = Beban Tumbukan
EQ-X = Beban gempa dalam arah X
EQ-Y = Beban gempa dalam arah Y
24
Besarnya nilai beban-beban yang terjadi dapat dijabarkan dalam contoh
perhitungan sebagai berikut
1 Berat sendiri
PCU-Girder dan Slab
wc girder = 25 kNm3
wc slab = wc pier = 24 kNm3
Luas (A) girder = A satu girder x jumlah girder = 11915 m2 x 9 = 107235 m
2
A slab = tebal slab x lebar total jembatan = 025 m x (18 m+145 m) = 8125 m2
Berat girder = A girder x panjang total jembatan x wc girder
= 107235 m2 x 10725 m x 25 kNm
3
= 2875238 kN
Berat slab = A slab x panjang total jembatan x wc slab
= 10723 m2 x 10725 m x 24 kNm
3
= 2091375 kN
Pier
A pier segmen 1 = 2 m x 45 m = 9 m2
A pier segmen 2 = 20565 m2
Panjang pier segmen 1 = 7088 m
Panjang pier segmen 2 = 17147 m
Berat pier segmen 1 = A pier x panjang pier x wc pier
= 9 m2 x 7088 m x 24 kNm
3 = 153103 kN
Berat pier segmen 2 = A pier x panjang pier x wc pier
= 20565 m2 x 17147 m x 24 kNm
3
= 8463073 kN
Berat pier = 153103 kN + 8463073 kN = 9994103 kN
Total berat sendiri = Berat girder + slab + pier
= 2875238 kN + 2091375 kN + 9994103 kN
= 5966023 kN
2 Beban Mati Tambahan
Aspal
wc aspal = 22 kNm3
Tebal aspal = 75 cm
Perhitungan beban mati tambahan dengan menggunakan persamaan (1)
dapat dijabarkan sebagai berikut
Berat aspal = wcLA
= 22 kNm3 x 10725 m x (325 m x 0075 m)
= 5751281 kN
Parapet
wc parapet = 24 kNm3
A parapet = 0526 m2
Berat parapet = wcLA
= 24 kNm3 x 10725 m x 0526 m
2
= 1353924 kN
Total beban mati tambahan = berat aspal + parapet
= 5751281 kN + 1353924 kN
= 7105205 kN
25
3 Beban Lajur D
Beban Terbagi Rata (BTR)
Terdiri dari 7 kombinasi arah longitudinal dengan jumlah lajur
jembatan ruas kiri = 4 lajur dan jembatan ruas kanan = 5 lajur
Total kombinasi arah longitudinal
Jembatan Kiri = 7 x 4 = 28 kombinasi
Jembatan Kanan = 7 x 5 = 35 kombinasi
Terdiri dari 3 kombinasi dalam arah transversal dengan jarak dan
intensitas beban sebagai berikut
Jembatan Kiri
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 28 x 3
= 84 kombinasi
Jembatan Kanan
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 35 x 3
= 105 kombinasi
Nilai q dihitung menggunakan persamaan (3) untuk panjang 1 bentang gt 30 m
dimana panjang 1 span fly over = 3575 m
Contoh perhitungan nilai q sebagai berikut
q = 90 (05 15
3575 ) = 828 kPa
Gambar 20 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kiri
Gambar 21 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kanan
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
100 50
Keterangan
Keterangan
100 50
11 m 2 m 1 m 11 m 1 m 2 m 11 m
1375 m 275 m 1375 m 1375 m 1375 m 275 m 1375 m
26
Tabel 8 Kombinasi Beban ldquoDrdquo Arah Longitudinal Jembatan
Nama Span yang Dibebani Total Panjang
q (kNm2)
Kombinasi Span
1
Span
2
Span
3 Dibebani (m)
1 3575 828
2 3575 828
3 3575 828
4 715 639
5 715 639
6
7
715
10725
639
576
BTR diinputkan dalam bentuk beban garis sehingga nilai q (kNm2) dikalikan
lebar lajur yang dibebani (m)
Beban Garis Terpusat (BGT)
BGT diinputkan dalam bentuk beban titik pada program CSI Bridge sehingga nilai
intensitas p dikalikan dengan lebar lajur yang dibebani (m)
Beban garis = intensitas p x lebar lajur
= 49 kNm x 35 m
= 1715 kN
Dalam input BGT pada program digunakan faktor beban dinamis
senilai 14
4 Beban Truk ldquoTrdquo
Kendaraan truk yang digunakan adalah truk dengan berat 50 ton
Gambar 22 Input Beban Truk ldquoTrdquo
5 Gaya Rem
Gaya rem diinputkan sebagai beban titik dengan nilai sebagai berikut
Jembatan Kiri
Gaya rem per pier = nilai q terbesar x lebar lajur x panjang 1 span
jembatan x 5
27
= 9 kN
m2 x 145 m x 3575 m x 5
2 = 11663 kN
Jembatan Kanan
Gaya rem per pier = 9 kN
m2 x 18 m x 3575 m x 5
2 = 14479 kN
6 Pengaruh Temperatur
Gambar 23 Input Pengaruh Temperatur
7 Beban Angin
Diketahui
Cw = 125 (Tabel 3)
Vw = 35 ms (Tabel 2)
Ab = 198413 m2
Dengan menggunakan persamaan (4)
TE = 00006 Cw w 2Ab
= 00006 x 125 x 352 x 198413
= 18229 kN
TEW per pier = 18229 kN
4= 45573 kN
8 Tumbukan
100 kN
1
00
F
x
10o
Gambar 24 Proyeksi Tumbukan pada Pier Terhadap Sumbu X dan Sumbu Y
Fx
Fy
28
Tumbukan pada pier diinputkan sebagai beban titik dengan perhitungan sebagai
berikut
Fx = 100 kN x sin 100
= 17365 kN
Fy = 100 kN x cos 100
= 98481 kN
9 Beban Gempa
Pada penelitian ini analisis gempa dinamis dilakukan menggunakan grafik
respon spektrum Dalam pembuatan respon spektrum terlebih dahulu dilakukan
klasifikasi site (jenis tanah) lokasi yang ditinjau berdasarkan hasil penyelidikan
tanah (bore log) Dari data bore log dapat dihitung nilai rata-rata hasil uji
penetrasi standar (SPT) menggunakan persamaan (5) dengan hasil yang tertera
pada tabel berikut ini
Tabel 9 Perhitungan Nilai
Lapisan Kedalaman NSPT Tebal
(TebalSPT)
0 000 0 000 0000
1 330 2 330 1650
2 524 2 194 0971
3 723 2 198 0992
4 924 2 202 1009
5 1130 2 206 1028
6 1323 2 193 0963
7 1530 5 207 0415
8 1730 6 200 0333
9 1930 4 200 0500
10 2130 9 200 0222
11 2330 19 200 0105
12 2507 50 177 0035
13 2626 50 118 0024
14 2725 50 099 0020
15 2822 50 097 0019
16 2921 50 099 0020
17 3006 50 086 0017
3006 8324 3612
Diperoleh = 3612 dimana Σ Tebal Σ SPTfrasl yang menunjukkan bahwa jenis
tanah wilayah Tanjung Priok termasuk kelas situs E yaitu jenis tanah lunak
(Tabel 4) Selanjutnya dihitung nilai akselerasi respons spektra puncak untuk
periode pendek dan periode 1 detik dan desain akselerasi respon spektra
29
Gambar 25 (a) Peta Percepatan Puncak (PGA) wilayah Jakarta
(b) Peta Respon Spektra 02 detik (Ss) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
(c) Peta Respon Spektra 1 detik (S1) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
PGA (Peak Ground Acceleration) merupakan percepatan maksimum yang
menunjukkan intensitas daripada pergerakan lapisan tanah Berdasarkan Gambar 8
dapat diketahui bahwa wilayah yang ditinjau (Tanjung Priok Jakarta Utara)
memiliki nilai PGA 03 ndash 04 g Pendekatan angka menggunakan skala batas atas
dari nilai yang diketahui sehingga diambil nilai 04 g Wilayah Jakarta terdapat
pada zona dengan nilai respon spektra 02 detik probabilitas terlampaui 2 dalam
50 tahun (Ss) = 07 g dan nilai respon spektra 1 detik probabilitas terlampaui 2
dalam 50 tahun (S1 ) = 03 g Kemudian dengan interpolasi nilai Ss dan S1
menggunakan Tabel 5 amp 6 untuk tanah kelas E diperoleh nilai Fa dan Fv berturut-
turut sebesar 13 dan 28
Akselerasi respons spektra puncak periode pendek (SMS) dapat dihitung
dengan persamaan (6) sehingga SMS = 13 x 07 = 091 Akselerasi respons
spektra puncak periode 1 detik (SM1) dapat dihitung dengan persamaan (7)
sehingga SM1 = 28 x 03 = 084 Selanjutnya desain parameter akselerasi respon
spektra periode pendek dapat dihitung dengan persamaan (8) sehingga SDS =
091 = 07963 dan nilai desain parameter respon spektra periode 1 detik dapat
dihitung dengan persamaan (9) sehingga SD1 =
084 = 07350 Faktor
diperoleh dari konversi penggunaan peta gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
karena struktur yang ditinjau merupakan jembatan khusus dengan umur rencana
100 tahun Nilai Sa dihitung menggunakan persamaan 10-13 yang hasilnya
disajikan pada Tabel 10 Nilai T dan Sa diplot membentuk grafik respon spektrum
untuk analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
CSI Bridge
30
Tabel 10 Akselerasi Spektrum Gempa Wilayah Jakarta
T (det) Sa T (det) Sa
00000 03185 2 03675
01846 07963 21 03500
09231 07963 22 03341
1 07350 23 03196
11 06682 24 03063
12 06125 25 02940
13 05654 26 02827
14 05250 27 02722
15 04900 28 02625
16 04594 29 02534
17 04324 3 02450
18 04083 31 02371
19 03868 32 02297
Gambar 26 Grafik Respon Spektrum Wilayah
Jakarta Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010
Hasil Gaya Dalam (Internal Force)
a) Berat Sendiri
Kontrol perhitungan manual
Diketahui
Ag satu girder = 11915 m2
frsquoc girder = 40 MPa
wc girder = 25 kNm3
Tebal slab = 25 cm
frsquoc slab = 30 MPa
wc slab = 24 kNm3
Perhitungan
q slab = tebal slab x spasi antar girder x wc slab
= 025 m x 3567 m x 24 kNm3
= 21402 kNm
q girder = Ag girder x wc girder
= 11915 m2 x 25 kNm
3
= 29788 kNm
M girder = 1
8 q L2
= 1
8 29788 kN mfrasl 35
2 m
= 456129 kN-m
M slab = 1
8 q L2
= 1
8 21402 kN mfrasl 35
2 m
= 327718 kN-m
M girder + M slab = 456129 + 327718 = 783847 kN-m
31
Perhitungan momen secara manual dibandingkan dengan hasil yang ditampilkan
pada program CSI Bridge
Gambar 27 Hasil Momen Akibat Berat Sendiri pada Jembatan
Jembatan kiri terdapat 4 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 4 = 3135388 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min+M max = 28019386 kN-m + 7949228 kN-m
= 28814308 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
Jembatan kanan terdapat 5 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 5 = 3919235 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min + M max = 3494893 kN-m + 9915171 kN-m
= 35940447 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
b) Ultimate Limit States (ULS)
Kombinasi pembebanan yang menghasilkan gaya dalam maksimum
sepanjang jembatan adalah kombinasi ULS-5I (Tabel 7)
Gambar 28 Hasil Gaya Dalam Akibat Kombinasi Pembebanan ULS 5-I
32
c) Kontrol Lendutan
Lendutan maksimum yang diizinkan adalah L
800 =
35750 mm
800 = 4469 mm
sedangkan lendutan yang terjadi pada fly over dari program CSI Bridge
adalah 213 mm sehingga struktur dikatakan aman
Perhitungan Tendon
Dalam perhitungan tendon dan tulangan digunakan momen maksimal yang
terjadi pada penampang yang ditinjau
Tendon pada girder
Data Tendon
D tendon = 05 inchi = 127 mm = 00127 m
Ast = 987 mm2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Girder
Ag (Ax) = 11915 m2
Iz = 04204 m4
yt = 097 m
yb = 088 m
eb = 058 m
-Menghitung gaya prategang P
M berat sendiri = 801826 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 188156 kN-m
M beban hidup = 510983 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 1500965 kN-m
P2=
MybIz
-σb
1
Ax
ebybIz
P2=
150096 x 088
04204 3000
1
11915
058 x 088
04204 = 1384018 kN
Gambar 29 Deformasi yang Terjadi pada Struktur Akibat Beban Hidup
33
P1= Ast x x f u
= 00000987 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl = 110149 kN
Jumlah tendon yang diperlukan= P2
P1= 1384018 kN
110149 kN=125 tendon
Jumlah tendon eksisting = 110 tendon
Jumlah tendon hasil perhitungan yang melebihi tendon eksisting dapat disebabkan
karena perbedaan penggunaan jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo Perhitungan yang
dilakukan menggunakan semua kemungkinan kombinasi baik dalam arah
longitudinal maupun transversal jembatan (sub bab input pembebanan) Selain itu
dapat juga dikarenakan perbedaan dalam pemodelan panjang girder yang
menyebabkan terjadinya kelebihan momen
Tendon pada pier head
Data Tendon
D tendon = 06 inchi = 1524 mm = 0015 m
Ast = 1387 mm2 = 00001387 m
2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Pier Head
Ag (Ax) = 128765 m2
Iz = 6967 m4
yt = 139 m
yb = 123 m
et pada momen maksimal = 04396 m
et pada penampang kritis = 0702 m
-Menghitung P menggunakan Momen Pada Penampang Kritis (Mcr)
M berat sendiri = 41612388 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 7073499kN-m
M beban hidup = 14947156 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 63633043 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
63633043 x 139
3000
1
12875
0702 x 139
6967 = 40860556 kN
P1= Ast x x f u
= 00001387 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl =154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=
40860556 kN
154789 kN= 264 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
34
Berdasarkan jumlah tendon eksisting yang melebihi tendon yang diperlukan
dapat diasumsikan bahwa pier head tersebut tidak didesain menggunakan momen
pada penampang kritis (Mcr) Pada saat dibebani retak terjadi pada perubahan
geometri atau pada penampang kritis sehingga pada umumnya desain cukup
menggunakan Mcr yang nilainya lebih kecil daripada momen maksimal
-Menghitung P menggunakan Momen Maksimal (Mmax)
M berat sendiri = 57265256 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 8941951kN-m
M beban hidup = 20374506 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 86581713 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
865817123 x 139
6967 3000
1
12875
x 139
6967 = 86320521 kN
P1= 154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=86320521 kN
154789 kN= 558 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
Dengan menggunakan momen maksimum yang terjadi pada pier head hasil
perhitungan jumlah tendon yang diperlukan mendekati jumlah tendon eksisting
sehingga dapat diasumsikan struktur tersebut didesain menggunakan momen
maksimum Penggunaan momen maksimum yang terjadi menyebabkan
penambahan jumlah tendon dalam desain
Jumlah tendon eksisting Jumlah tendon yang diperlukan OK
Perhitungan Tulangan
Slab
-Tulangan Lentur Positif
Momen di lapangan Mu pada slab = 10333 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d = ndash drsquo= 250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
10333
08=12916 kN-m
Faktor tahanan momen = Mnx10
6
bd2 =
12916 x106
1000 x 2102= 2929
35
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2929
085 x 30 = 00079
ρmin
= 25 x 14
fy= 25 x
14
390= 0000897
Digunakan = 00079 sehingga
As= ρ b d = 00079 x 1000 mm x 210 mm = 167983 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 167983 mm2
= 1687 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
-Tulangan Lentur Negatif
Momen di tumpuan Mu pada slab = 9504 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d ndash drsquo=250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
9504
08=1188 kN-m
Faktor tahanan momen Rn=Mnx10
6
bd2 =
1188 x106
1000 x 2102= 2694
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2694
085 x 30 = 00073
ρmin
= 25 x 14
fy=25 x
14
390= 0000897
Digunakan ρ = 00073 sehingga
As= ρ b d = 00073 x 1000 mm x 210 mm =153652 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
36
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 153652 mm2
= 18443 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
- Tulangan Geser
Gaya geser Vu pada slab = 35306 kN
Kuat geser nominal yang disumbangkan oleh slab
c=
(
radicf
rsquoc
6
)
bwd =(radic30
6) 1000 x 210 = 19170289 kN
Vc = 06 x = 11502174 kN
u c tidak dibutuhkan tulangan geser
Girder
-Tulangan Lentur
Mu = 24895989 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 13 mm dengan jumlah 8 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 8 =
1
4 314 13
2 x 8 = 106132 mm2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan
(16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fcrsquo
d
dp ω- ωrsquo ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
10857 mm2
fps = 1860 (1 04
077 [00091
1860
40 2050
1800 (00414 00335 ])
= 18599 MPa
Menghitung lebar efektif Be
Diketahui tebal slab ho = 25 cm
Lebar efektif diambil nilai terkecil dari L
4 =
3575 m
4= 894 m
Jarak antar girder s = 3567 m
12 = 12 x 025 = 3 m Diambil Be = 3 m
Eslab = 2574296 MPa
Egirder = 2972541 MPa
n = Eslab
Egirder
= 2574296 MPa
2972541 MPa= 087
Sehingga Be = n x 3 m = 087 x 3 m = 261 m = 2610 mm
37
h = h girder + h slab = 250 + 1850 = 2100 mm
tebal selimut beton drsquo = 50 mm
d = h ndash drsquo
= 2100 mm ndash 50 mm = 2050 mm
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
Aps fps As fy = 085 fcrsquoab
10857 mm2
x 18599 MPa+106132 mm2 x 390 MPa = 085 x 40 MPa x a x
2610 mm
a = 23223 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16)
dengan nilai = 08 adalah sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d-a
2) As fy (d-
a
2)+
= 08 x 10857 mm2 x 18599 MPa (2050 mm-
23223 mm
2) +
106132 mm2
x 390 MPa (2050 mm-23223 mm
2)
= 31242337 kN-m + 640371 kN-m
= 31882709 kN-m
Mn = 31882709 kN-m gt Mu = 24720615 kN-m (OK memenuhi syarat)
Cara yang telah dijabarkan diatas merupakan cara mendesain kekuatan
lentur balok prategang dengan pendekatan trial and error diameter tulangan dan
jumlah tulangan dalam Nawy (2001) Dengan menggunakan pendekatan tersebut
terlebih dahulu dilakukan pemeriksaan terhadap tulangan eksisting menggunakan
data sekunder Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa kapasitas momen
nominal yang disumbangkan oleh tendon Mn tendon lebih besar daripada
momen ultimit yang terjadi Mu akibat pembebanan sehingga momen cukup
ditahan oleh tendon (tidak dibutuhkan tulangan lentur) Tulangan eksisting yang
digunakan merupakan tulangan susut yang berfungsi mencegah terjadinya retak
pada beton
tulangan susut = 00018 x luas penampang girder Ag
= 00018 x 11915 m2
= 00021447 m
2
Digunakan D-13 sehingga = 21447 mm2
1
4 d
2=
21447 m2
1
4 13
2= 16 lt n eksisting = 40
Menurut SNI 03-2847-2002 tentang Tata Cara Perhitungan Struktur Beton
untuk Bangunan Gedung jumlah tulangan susut dan suhu harus dipasang dengan
jarak tidak lebih dari lima kali tebal plat atau 450 mm Jarak maksimum antara
tulangan susut eksisting = 330 mm (lt 450 mm) sehingga tulangan tersebut dari
segi jumlah dan jarak antar tulangan memenuhi syarat
-Tulangan Geser
Girder di tumpuan
Ag = 2682500 mm2
h = 1850 mm
d = h-drsquo= 1850 mm ndash 50 mm = 1800 mm
bw = 1000 mm
38
Gaya geser di tumpuan = 300256 kN dan gaya aksial = 420053 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 420053
14 x 2682500 mm2 ) (
radic40
6) 1000 mm x 1800 mm
= 2109587 kN
c = 06 x 2109587 kN = 1265752 kN u = n
= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit
yang terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (300256 kN ndash (06 x 2109587 kN))06 = 2894674 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av = 2894674 x 103
390 MPa x 1800 mm
mm
= 515433 mm2
Digunakan D-22 sehingga n= Av
1
4 D2
= mm2
1
4 22
2=136 2 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 7 OK
Girder di lapangan
Ag = 1191500 mm2
h = 1850 mm
tulangan utama dan tulangan geser = D 13
d = h - drsquo- 13 - 05 x 13 = 17805 mm
= 1850 ndash 50 ndash 13 ndash (05 x 13) = 17805 mm
bw = 600 mm
Gaya geser di lapangan =193044 kN dan gaya aksial = 274113 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 274113
14 x 1191500 mm2 ) (
radic40
6) 600 mm x 17805 mm
= 1311133 kN
c= 06 x 1311133 kN = 78668 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang
terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
39
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (193044 kN ndash (06 x 1311133 kN))06 = 1906273 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av= 1906273 kN x 10
3
390 MPa x 17805 mm
150 mm
= 411784 mm2
Digunakan D-13 sehingga n= Av
1
4 D2
= 411784 mm2
1
4 13
2= 3103 4 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 4 OK
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 5215433 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Girder dianggap sebagai penampang berongga dinding tipis sehingga besar
modulus puntir = 2 Ambw dimana adalah girder
Jt = 2 x 1191500 mm2 x 2610 mm
= 6219630000 mm3
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 6219630000 (03 radic )radic1 10 1034
= 190101E+11 N-mm = 19010103 kN-m
Tc = 06 x 19010103 kN-m = 11406062 kN-m
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa nilai lebih besar dari sehingga
beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan torsi)
Pier Head
-Tulangan Lentur
Mu = 93134113 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 19 mm dengan jumlah 32 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 25=
1
4 314 x19
2 x 32 = 906832 mm
2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan (16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
Aps = 79059 mm2
fps = 1860 (1 04
081 [00061
1860
35 2520
1670 (00131 00196 ])
588537 MPa
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
40
Aps fps As fy= 085 fc ab
79059 mm2 x 588537 MPa + 906832mm
2 x 390 MPa = 085 x 35 MPa x a x
4500 mm
a = 373974 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16) dengan nilai
= 08 dapat dijabarkan sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d -a
2) As fy (d -
a
2)+
= 08 x 79059 mm2 x 588537 MPa (2520 mm-
373974 mm
2) +
906832 mm2 x 390 MPa (2520 mm-
373974 mm
2)
= 86842499 kN-m + 66008303 kN-m
= 108290509 kN-m
Mn = 93443330 kN-m gt Mu = 93134113 kN-m (OK memenuhi syarat)
-Tulangan Geser
Ag = 12876500 mm2
h = 2620 mm
d = h - d = 2620 mm ndash 100 mm = 2520 mm
= 4500 mm
Gaya geser u di tumpuan = 2011783 kN dan gaya aksial = 241249 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicf c
6) bwd
= (1 241249 kN
14 x 12876500 mm2 ) (
radic35
6) 4500 mm x 2520 mm
= 1118154 kN
c = 06 x 1118154 kN = 6708924 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa tahanan geser yang disumbangkan
oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang terjadi
sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (2011783 kN ndash 6708924 kN)06 = 1676113 kN
s = Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan
Av= s
fy x d
s
Av= 1676113 kN x 10
3
390 MPa x 2520 mm
125 mm
= 2131808 mm2
Digunakan D-16 sehingga n= Av
1
4 D2
= 2131808 mm2
1
4 16
2=106 11 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 8-D16 dan 2-D25 OK
41
Selisih jumlah tulangan D-16 antara hasil perhitungan dengan eksisting sebanyak
3 tulangan telah ditutupi dengan penggunaan 2 tulangan D-25 pada eksisting
sehingga tulangan tersebut dikatakan memenuhi syarat
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 1617885 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Untuk penampang segiempat masif modulus puntir Jt= 04x2y
Jt = 04 x 45002 mm x 2620 mm
= 21222 x 106 Nmm = 21222 kN-m
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 21222 x 106 Nmm (03 radic35 MPa)radic1
10 x 1034 MPa
35
= 6485 x 1011
N-mm = 648487513 kN-m
Tc= 06 x 648487513 kN-m = 389092507 kN-m
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa nilai Tc lebih besar dari Tu
sehingga beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan
torsi)
Pemeriksaan Kolom
Struktur kolom tidak hanya menerima beban aksial vertikal tetapi juga
momen lentur sehingga analisis kolom diperhitungkan untuk menyangga beban
aksial desak dengan eksentrisitas tertentu (Nasution 2009) Pada penelitian ini
analisis kolom dilakukan menggunakan program PCA Col untuk memeriksa
kapasitas tulangan eksisting terhadap beban yang bekerja pada struktur Beban
aksial dan momen yang diinputkan diperoleh dari program CSI Bridge Analisis
kolom dilakukan pada pier segmen 1 dan pier segmen 2 yang masing-masing
memiliki dimensi dan susunan tulangan yang berbeda
Gambar 30 Pemodelan Pier
Pier Segmen 1
Pier
Segmen 2
42
Pier Segmen 1
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1 dimana
aksial (P) maksimum 4181749 kN yang menghasilkan M33 sebesar 920863 kN-m
dan M22 sebesar 796380 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu M33 maksimum
sebesar 1862805 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar 218102 kN- m dan aksial
(P) sebesar 4326789 kN
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1
Dari data yang telah diinputkan diperoleh diagram interaksi seperti pada
Gambar 30 Terlihat baik pada kombinasi 1 dan 2 beban masih berada di area
tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan bahwa kombinasi pembebanan
mampu ditahan oleh pier sehingga pier dikatakan aman terhadap beban yang
bekerja
Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1
43
Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2
Pier Segmen 2
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1
dimana aksial (P) maksimum 629513 kN yang menghasilkan M33 sebesar
38634 kN-m dan M22 sebesar 74265 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu
M33 maksimum sebesar 248387 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar
73617 kN-m dan aksial (P) sebesar 721377 kN
Berdasarkan data yang inputkan diperoleh diagram interaksi pier untuk pier
segmen 2 sebagai berikut
Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
Gambar 28 Hasil Gaya Dalam Akibat Kombinasi Pembebanan ULS-5I 31
Gambar 29 Deformasi yang Terjadi pada Struktur Akibat Beban Hidup 32 Gambar 30 Pemodelan Pier 41
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1 42 Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1 42 Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2 43 Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2 43 Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1 44 Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2 44
DAFTAR LAMPIRAN
Lampiran 1 Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau Lampiran 2 Grafik Bore Log
Lampiran 3 Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier Lampiran 4 Layout Tendon U Girder Tipe F Lampiran 5 Layout Tendon Pier Head
Lampiran 6 Tulangan Deck Slab U Girder
Lampiran 7 Tulangan Girder Tipe F
Lampiran 8 Tulangan Pier Head
Lampiran 9 Tulangan Pier
DAFTAR NOTASI
a = tinggi blok tegangan tekan persegi ekivalen beton dalam analisis
kekuatan batas penampang beton bertulang akibat lentur
A = luas penampang m2
Ag = luas brutto penampang mm2
Aps = luas tulangan prategang dalam daerah tarik mm2
As = luas tulangan tarik non-prategang mm2
Av = luas tulangan geser dalam daerah sejarak s atau luas tulangan geser yang
tegak lurus terhadap tulangan lentur tarik dalam suatu daerah sejarak s
pada komponen struktur lentur tinggi mm2
b = lebar dari muka tekan komponen struktur mm
bw = lebar badan balok atau diameter dari penampang bulat mm
d = jarak dari serat tekan terluar ke pusat tulangan tarik mm
drsquo = tebal selimut beton mm
e = eksentrisitas (mm)
Ec = modulus elastisitas beton MPa
Es = modulus elastisitas tulangan MPa
f crsquo = kuat tekan beton yang disyaratkan pada umur 28 hari MPa
fpu = kuat tarik baja prategang MPa
fpe = tegangan tekan dalam beton akibat gaya prategang efektif saja (setelah
memperhitungkan semua kehilangan prategang) pada serat terluar dari
penampang dimana tegangan tarik terjadi akibat beban luar MPa
fs = tegangan dalam tulangan yang dihitung pada beban kerja
MPa
fy = tegangan leleh yang disyaratkan dari tulangan non-prategang
h = tinggi total komponen struktur mm
I = momen inersia penampang (mm4)
Jt = modulus puntir yang besarnya bisa diambil sebesar 04x2y
untuk penampang segiempat masif atau sebesar 04Σx2y untuk
penampang masif berbentuk T L atau I atau sebesar 2Ambw untuk
penampang berongga dinding tipis di mana Am adalah luas yang
dibatasi garis median dinding dari lubang tunggal (mm2)
L = panjang bentang jembatan m
Mcr = momen yang menyebabkan terjadinya retak lentur pada penampang
akibat beban luar
Mn = kekuatan momen nominal penampang Nmm
Mu = momen terfaktor akibat kombinasi pengaruh gaya luar yang terbesar
pada penampang Nmm
Nn = kekuatan aksial tekan penampang N
Nu = beban aksial terfaktor akibat kombinasi pengaruh gaya luar yang
terbesar yang tegak lurus pada penampang diambil positif untuk tekan
negatif untuk tarik dan memperhitungkan pengaruh dari tarik akibat
rangkak dan susut
Rn = besaran ketahanan atau kekuatan nominal dari penampang komponen
struktur
s = spasi dari tulangan geser atau puntir dalam arah paralel dengan tulangan
longitudinal mm
Tc = kuat puntir nominal yang disumbangkan oleh beton
Tn = kuat puntir nominal dari penampang komponen struktur
Ts = kuat puntir nominal yang disumbangkan oleh tulangan puntir
Tu = momen puntir terfaktor akibat kombinasi pengaruh gaya luar yang
terbesar pada penampang
Vc = kuat geser nominal yang disumbangkan oleh beton
Vn = kuat geser nominal dari penampang komponen struktur
Vs = kuat geser nominal yang disumbangkan oleh tulangan geser
Vu = gaya geser terfaktor akibat kombinasi pengaruh gaya luar yang terbesar
pada penampang
wc = berat jenis beton (kNm3)
W = berat komponen (kN)
x = dimensi terpendek bagian segiempat dari suatu penampang
y = dimensi terpanjang bagian segiempat dari suatu penampang
y = jarak tendon terhadap dimensi terluar dari beton
β1 = faktor tinggi blok tegangan tekan persegi ekivalen beban
ρ = rasio tulangan tarik non-prategang
ρrsquo = rasio tulangan tekan non-prategang
ρmin = rasio tulangan minimum terhadap luas penampang beton
ρb = rasio tulangan yang memberikan kondisi regangan yang seimbang
wc = berat jenis beton (kNm3)
= faktor reduksi kekuatan
σ = tegangan tendon prategang (MPa)
ω = indeks tulangan tarik non-prategang yang adalah = ρfyfcrsquo
ωrsquo = indeks tulangan tekan yang adalah = ρrsquofyfcrsquo
p = faktor yang memperhitungkan jenis tendon prategang
1
PENDAHULUAN
Dewasa ini peningkatan aktivitas perekonomian secara tidak langsung
semakin menuntut dibutuhkannya jaringan transportasi yang baik guna
memperlancar arus barang dan jasa Pesatnya perkembangan ilmu pengetahuan
dan teknologi juga telah menjadi salah satu faktor pendorong kemajuan di bidang
infrastruktur Dalam jaringan transportasi fungsi jalan dan jembatan sebagai
penghubung sebuah sistem memegang peranan yang sangat penting
Pembangunan Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok merupakan salah satu
contoh pentingnya jaringan jalan dalam sebuah sistem transportasi Struktur jalan
tol yang dibangun memerlukan perencanaan yang matang dari berbagai aspek
agar dapat memenuhi kebutuhan lalu lintas Sebuah jalan tol direncanakan
berdasarkan kebutuhan volume kendaraan yang melintas faktor daya dukung
tanah serta koneksi antar ruas jalan tol lainnya
Perencanaan struktur bangunan saat ini secara umum telah memasukkan
faktor gempa untuk menciptakan suatu struktur yang aman dan terhindar dari
kerusakan-kerusakan fatal akibat gempa Mengingat Indonesia terletak pada zona
tektonik yang sangat aktif ketahanan struktur bangunan terhadap gempa menjadi
sebuah hal yang perlu diperhitungkan Seperti halnya Jepang dan California
Indonesia termasuk dalam wilayah yang sangat rawan bencana gempa bumi Hal
ini dikarenakan tiga lempeng besar dunia dan sembilan lempeng kecil lainnya
saling bertemu di wilayah Indonesia serta membentuk jalur-jalur pertemuan
lempeng yang kompleks Keberadaan interaksi antar lempeng-lempeng tersebut
menempatkan Indonesia sebagai wilayah rawan gempa Dalam 6 tahun terakhir
diantaranya tercatat beberapa bencana gempa besar yang terjadi di wilayah Aceh
Nias Yogya dan Padang yang menyebabkan keruntuhan infrastruktur dan korban
jiwa
Gambar 1 Data Episenter Gempa Utama di Indonesia dan Sekitarnya untuk
Magnituda M ge 5 yang Dikumpulkan dari Berbagai Sumber dalam Rentang
Waktu 1900-2009
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
2
Latar Belakang
Suatu struktur yang dibangun perlu didesain sesuai dengan kriteria standar
perencanaan serta tahan terhadap beban gempa mengingat Indonesia terletak pada
zona tektonik yang aktif Perencanaan struktur tahan gempa sangat penting untuk
menciptakan struktur yang aman dan terhindar dari kerusakan-kerusakan fatal
akibat gempa
Perumusan Masalah
Berdasarkan kriteria standar perencanaan dan peta gempa terbaru perlu
dilakukan analisis terhadap struktur yang ditinjau dengan mengacu pada Peta
Hazard Gempa 2010 Pada penelitian ini dilakukan analisis struktur P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
Analisis dilakukan dengan membandingkan gaya dalam yang terjadi akibat
pembebanan terhadap kapasitas nominal dari struktur tersebut
Tujuan Penelitian
Tujuan dari penelitian ini adalah menganalisis struktur fly over P106-P107
(Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok seksi E2-A
terhadap beban gempa Hasil analisis yang berupa perhitungan jumlah tendon dan
tulangan kemudian dibandingkan dengan kondisi eksisting
Manfaat Penelitian
Manfaat dari penelitian ini adalah dapat mengaplikasikan ilmu pengetahuan
di bidang teknik sipil dan lingkungan
Ruang Lingkup Penelitian
Penelitian ini dilakukan dengan beberapa ruang lingkup sebagai berikut
1 Analisis dilakukan pada struktur P106-P107 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425)
Jenis pembebanan yang termasuk ke dalam analisis adalah berat sendiri
beban mati tambahan beban lalu lintas prategang suhu gaya rem tumbukan
beban angin dan beban gempa
2 Struktur fly over yang ditinjau adalah slab girder pier head dan pier
3 Analisis ketahanan gempa dilakukan dengan mengacu pada Peta Hazard
Gempa Indonesia 2010 menggunakan metode analisis gempa dinamis
4 Pemodelan struktur dan analisis gaya dalam dilakukan menggunakan program
CSI Bridge Versi 15
5 Analisis dilakukan dengan membandingkan jumlah tendon dan tulangan hasil
evaluasi dengan kondisi eksisting
3
TINJAUAN PUSTAKA
Jembatan
Jembatan merupakan salah satu infrastruktur yang berperan penting dalam
kehidupan manusia Jembatan juga menjadi elemen kunci dalam sebuah sistem
transportasi karena merupakan pengontrol kapasitas daripada sistem tersebut baik
dari segi berat maupun volume lalu lintas Berdasarkan bahan konstruksinya
jembatan dapat dibedakan menjadi beberapa macam antara lain jembatan kayu
jembatan beton bertulang jembatan beton prategang jembatan baja dan jembatan
komposit Penggunaan bahan penyusun jembatan tergantung daripada kebutuhan
desain konstruksi (Supriyadi dan Muntohar 2007)
Secara umum struktur suatu jembatan dapat dibagi menjadi 2 bagian yaitu
struktur atas dan struktur bawah Struktur atas (superstructure) merupakan bagian
yang menerima beban langsung yang meliputi berat sendiri beban mati beban
mati tambahan beban lalu-lintas dan beban lingkungan Struktur atas jembatan
umumnya meliputi slab lantai kendaraan girder balok diafragma dan tumpuan
(bearing) Struktur bawah (substructure) jembatan berfungsi memikul seluruh
beban struktur atas dan beban lain yang ditimbulkan oleh lingkungan untuk
disalurkan ke dalam tanah Struktur bawah terdiri dari kolom (pier) pile cap dan
pondasi (Barker and Pucket 2007)
Gambar 2 Contoh Struktur Sebuah Jembatan
Sumber httpenblogunikomacidbridge-structure694
Beton Prategang (Prestressed Concrete)
Beton memiliki kuat tekan yang tinggi namun lemah terhadap kuat tarik
Gaya tarik yang bekerja tersebut dapat menyebabkan retak (crack) dan patah
Beton polos (unreinforced concrete) hanya dapat digunakan pada kasus material
mengalami beban tekan atau pada kondisi tegangan tarik yang sangat rendah
sehingga beton perlu diperkuat dengan tulangan baja yang memiliki kuat tarik
tinggi Pada beton bertulang retak dan defleksi pada dasarnya tidak dapat kembali
apabila komponen struktur tersebut telah mencapai kondisi batas pada saat
mengalami beban kerja Karena rendahnya kapasitas tarik pada beton maka retak
lentur terjadi pada taraf pembebanan yang masih rendah Untuk mengurangi
4
atau mencegah berkembangnya retak tersebut gaya konsentris atau eksentris
diberikan dalam arah longitudinal elemen struktural Gaya ini mencegah
berkembangnya retak dengan cara mengeliminasi atau sangat mengurangi
tegangan tarik di bagian tumpuan dan daerah kritis pada kondisi beban kerja
sehingga dapat meningkatkan kapasitas lentur geser dan torsional penampang
tersebut Gaya longitudinal tersebut merupakan gaya prategang yaitu gaya tekan
yang memberikan prategangan pada penampang di sepanjang bentang suatu
elemen struktural sebelum bekerjanya beban mati dan beban hidup transversal
atau beban hidup horizontal transien (Nawy 2001)
Beton prategang adalah beton bertulang yang diberi tegangan dalam untuk
mengurangi tegangan tarik potensial dalam beton akibat beban kerja Pada beton
bertulang tulangan di dalam komponen struktur tidak memberikan gaya dari
dirinya pada komponen struktur tersebut suatu hal yang berlawanan dengan aksi
baja prategang Baja tendon yang dibutuhkan untuk menghasilkan gaya prategang
di dalam komponen struktur prategang secara aktif memberikan beban awal pada
komponen struktur sehingga memungkinkan terjadinya pemulihan retak dan
defleksi Apabila kuat tarik lentur beton terlampaui komponen struktur prategang
mulai beraksi seperti elemen beton bertulang (Nawy 2001)
Gambar 3 Konsep Perbedaan Beton Bertulang (Reinforced Concrete) dan Beton
Prategang (Prestressed Concrete)
Sumber httpptsindianetdesign_criteriahtml
Pada beton prategang tegangan permanen diberikan di komponen struktur
sebelum seluruh beban mati dan beban hidup bekerja agar tegangan tarik netto
yang ditimbulkan oleh beban-beban tersebut dapat dieliminasi atau sangat
dikurangi Komponen struktur prategang mempunyai tinggi lebih kecil
dibandingkan beton bertulang untuk kondisi bentang dan beban yang sama akibat
eliminasi tegangan tarik netto yang ditimbulkan oleh beban dengan adanya
struktur prategang (Nawy 2001)
Terdapat dua teknik prategang pada beton yaitu pre-tensioning dan post-
tensioning Teknik pre-tensioning adalah pemberian tegangan pada tendon
sebelum beton dicor Teknik ini pada prinsipnya digunakan untuk
5
konstruksi jembatan bentang pendek yang menggunakan balok jembatan standar
Teknik post-tensioning merupakan pemberian tegangan yang dilakukan setelah
beton dicor
Standar Perencanaan Jembatan
Terdapat dua pendekatan dalam perencanaan sebuah struktur jembatan yaitu
rencana tegangan kerja dan rencana keadaan batas (ultimit)
1 Rencana Tegangan Kerja
Pendekatan ini merupakan pendekatan elastis yang digunakan untuk
memperkirakan kekuatan atau stabilitas dengan membatasi tegangan dalam
struktur sampai tegangan izin Tegangan izin tersebut dibuat dengan membuat
beberapa toleransi untuk stabilitas tidak linear dan pengaruh bahan pada
kekuatan struktur terisolasi dengan membagi kekuatan ultimate dengan faktor
keamanan (SF)
Pendekatan menggunakan tegangan kerja memiliki kelemahan yaitu kurangnya
efisiensi dalam mencapai tingkat keamanan yang konsisten bila faktor keamanan
digunakan pada bahan saja
2 Rencana Keadaan Batas (Ultimate)
Pada rencana keadaan batas margin keamanan digunakan lebih merata
pada seluruh struktur melalui penggunaan faktor keamanan parsial Tidak seperti
cara tegangan kerja yang mana faktor keamanan digunakan hanya untuk bahan
dalam rencana keadaan batas faktor keamanan terbagi antara beban dan bahan
faktor reduksi kekuatan x kapasitas nominal ge faktor beban x beban nominal
Rencana keadaan batas lebih rasional dibandingkan pendekatan tegangan kerja
Perencanaan yang dihasilkan oleh penggunaan prinsip keadaan batas akan lebih
ekonomis dan akan menghasilkan jembatan dengan kemampuan kapasitas dan
kekuatan yang merata
Pembebanan Pada Jembatan
Jenis-jenis beban yang perlu diperhitungkan dalam merancang suatu jembatan
menurut RSNI T-02-2005 tentang Standar Pembebanan untuk Jembatan adalah
sebagai berikut
1 Beban Mati (Dead Load)
Berat sendiri dan beban mati tambahan termasuk ke dalam kategori beban mati
A Berat Sendiri
Berat sendiri struktur merupakan semua beban tetap yang berasal dari
berat bangunan dan elemen-elemen struktural lain yang dipikulnya Termasuk
dalam hal ini adalah berat bahan dan bagian jembatan yang merupakan
6
elemen struktural ditambah dengan elemen non struktural yang dianggap tetap
Perhitungan berat sendiri dapat dilakukan menggunakan rumus
(1)
Keterangan
berat komponen persatuan volume (kNm3)
bentang jembatan (m)
luas penampang (m2)
Nilai berat komponen persatuan volume atau berat isi untuk berbagai jenis bahan
telah tercantum pada RSNI T-02-2005
Tabel 1 Berat Jenis untuk Beban Mati (kNm3)
No Bahan BeratSatuan Isi (kNm3) KerapatanMasa (kgm
3)
1 Campuran aluminium 2627 2720
2 Lapisan permukaan beraspal 22 2240
3 Besi tuang 71 7200
4 Timbunan tanah dipadatkan 172 1760
5 Kerikil dipadatkan 188-227 1920-2320
6 Aspal beton 22 2240
7 Beton ringan 1225-196 1250-2000
8 Beton 220-250 2240-2560
9 Beton prategang 250-260 2560-2640
10 Beton bertulang 235-255 2400-2600
11 Timbal 111 11400
12 Lempung lepas 125 1280
13 Batu Pasangan 235 2400
14 Neoprin 113 1150
15 Pasir kering 157-172 1600-1760
16 Pasir basah 180-188 1840-1920
17 Lumpur lunak 172 1760
18 Baja 77 7850
19 Kayu (ringan) 78 800
20 Kayu (keras) 11 1120
21 Air murni 98 1000
22 Air garam 10 1025
23 Besi tempa 755 7680
7
B Beban Mati Tambahan (Superimposed Dead Load)
Beban mati tambahan adalah berat seluruh bahan yang membentuk suatu
beban pada jembatan yang merupakan elemen non struktural dan besarnya dapat
berubah selama umur jembatan Beban mati tambahan dapat berupa utilitas pada
saat pengerjaan jembatan berat pelapisan kembali permukaan jembatan parapet
trotoar lampu jembatan pipa air serta sarana lainnya yang dipikul langsung oleh
jembatan
2 Beban Hidup (Live Load)
Beban hidup terdiri dari semua beban bergerak yang bekerja pada deck
jembatan Beban hidup terdiri dari beban kendaraan kereta maupun beban
pejalan kaki Beban hidup dapat tersebar merata sepanjang deck seperti beban
padatnya lalu lintas dan beban kereta api yang panjang ataupun dapat berupa
beban terpusat seperti beban truk berat tunggal poros dan lokomotif Beban lalu
lintas untuk perencanaan jembatan terdiri atas beban lajur ldquoDrdquo dan beban truk ldquoTrdquo
A Beban Lajur ldquoDrdquo
Beban Lajur ldquoDrdquo bekerja pada seluruh lebar lajur kendaraan dan
menimbulkan pengaruh pada jembatan yang ekuivalen dengan rangkaian
kendaraan yang sebenarnya Jumlah total beban lajur ldquoDrdquo yang bekerja tergantung
pada lebar lajur kendaraan jembatan Beban lajur D terdiri dari beban terbagi rata
(BTR) yang digabung dengan beban garis (BGT)
Beban Terbagi Rata (BTR)
Beban terbagi rata mempunyai intensitas q (KPa) dimana besarnya q tergantung
pada panjang total yang dibebani L seperti berikut
L le 30 m q = 90 kPa (2)
L gt 30 m q = 90 ( 05 15
L ) kPa (3)
Dengan pengertian
q = intensitas beban terbagi rata (BTR) dalam arah memanjang jembatan
Beban Garis Terpusat (BGT)
Beban garis dengan intensitas p kNm harus ditempatkan tegak lurus terhadap
arah lalu lintas pada jembatan Besarnya intensitas p adalah 490 kNm
B Beban Truk ldquoTrdquo
Pembebanan truk ldquoTrdquo merupakan kendaraan berat dengan jumlah 3 as Berat
dari masing-masing as disebarkan menjadi 2 beban merata sama besar yang
merupakan bidang kontak antara roda dengan permukaan lantai yang dimaksud
agar mewakili pengaruh roda kendaraan berat Terlepas dari panjang jembatan
atau susunan bentang hanya ada satu kendaraan truk ldquoTrdquo yang bisa ditempatkan
pada satu lajur lalu lintas rencana Kendaraan truk ldquoTrdquo harus ditempatkan
ditengah-tengah lajur lalu lintas rencana
8
3 Beban Angin
Tabel 2 Faktor Beban Akibat Beban Angin
Keadaan Batas
Lokasi
sampai 5 km dari pantai
(mdetik)
gt 5 km dari pantai
(mdetik)
Daya Layan 30 25
Ultimit 35 30
Faktor beban tersebut tidak berlaku untuk jembatan besar atau penting
seperti yang ditentukan oleh instansi yang berwenang Jembatan-jembatan
demikian harus diselidiki secara khusus akibat pengaruh beban angin termasuk
respons dinamis jembatan Gaya nominal ultimit dan daya layan jembatan akibat
pengaruh angin TEW tergantung kecepatan angin rencana seperti berikut
TE = 00006 Cw w 2Ab [kN] (4)
Keterangan
w kecepatan angin rencana (ms) untuk keadaan batas yang ditinjau
koefisien seret
luas koefisien bagian samping jembatan (m2)
Tabel 3 Koefisien Seret
Tipe Jembatan
Bangunan atas massif
bd = 10
bd = 20
bd ge 60
Bangunan atas rangka
21
15
125
12 Keterangan
b lebar keseluruhan jembatan dihitung dari sisi luar sandaran
d tinggi bangunan atas termasuk tinggi bagian sandaran yang masif
Harga antara dari bd bias diinterpolasi linier
Apabila bangunan atas mempunyai superelevasi harus dinaikkan sebesar 3
untuk setiap superelevasinya dengan kenaikan maksimum 25
4 Beban Gempa
Standar perencanaan ketahanan gempa untuk jembatan diatur dalam SNI
28332008 Standar tersebut membahas analisis dinamis dan digunakan untuk
merencanakan struktur jembatan tahan gempa sehingga kerusakan terjadi
setempat dan mudah diperbaiki struktur tidak runtuh dan dapat dimanfaatkan
kembali Analisis dinamis diperlukan sebagai verifikasi bila kinerja struktur
terhadap gempa tidak diwakili sepenuhnya oleh prosedur perhitungan statis dan
semi dinamis Cara spektral moda tunggal dan majemuk dengan atau tanpa
pengaruh interaksi tanah merupakan perhitungan semi-dinamis Analisis dinamis
dengan cara riwayat waktu sering menggunakan rekaman akselerasi gempa dari
luar sehingga perlu disesuaikan dengan akselerasi puncak (Peak Ground
Acceleration) untuk wilayah gempa yang ditinjau Pilihan prosedur analisis gempa
9
tergantung pada tipe jembatan besarnya koefisien akselerasi gempa dan tingkat
kecermatan
Perencanaan suatu struktur tahan gempa perlu mempertimbangkan faktor
percepatan puncak (PGA) respon spektra percepatan di batuan dasar untuk
perioda pendek 02 detik (Ss) dan untuk perioda 10 detik (S1) Ketiga nilai
tersebut dapat diperoleh menggunakan peta Hazard gempa Indonesia 2010
Penentuan kelas situs tanah (klasifikasi site) merupakan tahapan awal dalam
perencanaan beban gempa dengan terlebih dahulu mencari nilai N
N = Σi=1 tim
Σi=1
tiNi
frasl
m (5)
Kelas situs tanah dapat ditentukan berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia
2010 menggunakan tabel berikut
Tabel 4 Penentuan Kelas Situs Tanah
Kelas Situs (mdetik) Su(kPa)
SA (Batuan Keras) gt 1500 NA NA
SB (Batuan) 750-1500 NA NA
SC (Tanah Keras) 350-750 gt 50 gt 100
SD (Tanah Sedang) 175-350 15-50 50-100
SE (Tanah Lunak) lt 175 lt 15 lt 50
Setiap profil tanah yang mengandung lebih dari 3m tanah dengan karakteristik
sebagai berikut
1 Indeks plastisitas PI gt 20
2 Kadar air w ge 40 dan
3 Kadar geser niralir Su lt 25 kPa
SF (Tanah Khusus) Setiap profil lapisan tanah yang memiliki salah satu atau
lebih dari karakteristik berikut
1 Rawan dan berpotensi gagal atau runtuh akibat beban gempa seperti mudah
likuifaksi lempung sangat sensitif tanah tersegmentasi rendah
2 Lempung sangat organik atau gambut (ketebalan H gt 3 m)
3 Lempung berplastisitas sangat tinggi (ketebalan H gt 75 m dengan PI gt 75)
4 Lapisan lempung lunakmedium kaku (ketebalan H gt 35 m dengan Su lt 50 kPa
Keterangan NA = tidak dapat dipakai
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
Selanjutnya akselerasi respons spektra puncak dapat dihitung dengan
persamaan
SMS = Fa Ss (6)
SM1 = Fv S1 (7)
Keterangan
SMS = akselerasi respons spektra puncak pada periode pendek
SM1 = akselerasi respons spektra puncak pada periode 1 detik
Ss = nilai spektra percepatan untuk periode pendek 02 detik di batuan dasar
S1 = nilai spektra percepatan untuk periode 10 detik di batuan dasar
Fa = koefisien periode pendek
Fv = koefisien periode 1 detik
Nilai koefisien dan dapat ditentukan menggunakan Tabel 4 dan 5 Nilai
Ss dan S1 diperoleh dari Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
10
Tabel 5 Nilai Koefisien Fa
Ss
Klasifikasi
Site SS le 025 SS = 05 SS = 075 SS = 10 SS ge 125
SA 08 08 08 08 08
SB 10 10 10 10 10
SC 12 12 11 10 10
SD 16 14 12 11 10
SE 25 17 12 09 09
SF SS
Tabel 6 Nilai Koefisien Fv
S1
Klasifikasi
Site S1 le 01 S1 = 02 S1 = 03 S1 = 04 S1 ge 05
SA 08 08 08 08 08
SB 10 10 10 10 10
SC 17 16 15 14 13
SD 24 20 18 16 15
SE 35 32 28 24 24
SF SS
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
Desain parameter akselerasi spektra dihitung menggunakan persamaan
SDS =
SMS (8)
SD1 =
SM1 (9)
Faktor
diperoleh dari hasil konversi dari gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
Pembuatan respon spektrum menggunakan persamaan berikut
Sa = SDS 04 06 T
To) untuk (10)
Sa = SDS untuk (11)
Sa = SD1
T untuk (12)
Sa = SD1TL
T2 untuk (13)
Nilai dan dihitung menggunakan persamaan
T0 = 02 SD1
SDS (14)
TS = SD1
SDS (15)
dimana TL = waktu transisi periode panjang
Sa = akselerasi spektra
SDS = desain parameter akselerasi respon spektra periode pendek
SD1 = desain parameter akselerasi respon spektra periode 1 detik
SMS = akselerasi respon spektra puncak periode pendek
SM1 = akselerasi respon spektra puncak periode 1 detik
Berdasarkan nilai Sa dan T dapat dibuat grafik respon spektrum seperti berikut
11
Gambar 4 Desain Respon Spektrum
Sumber ASCE 07-2010
Gambar 5 Peta Respon Spektra Percepatan 02 Detik (SS) di Batuan Dasar (SB)
untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun
Gambar 6 Peta Respon Spektra Percepatan 10 Detik (S1) di Batuan Dasar (SB)
untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
12
Desain dan Perhitungan Balok
Rumus-rumus yang digunakan pada analisis struktur balok mengacu pada RSNI
T-02-2005 dan RSNI T-12-2004
1 Tulangan lentur balok
Tegangan analitis batas baja prategang fps (untuk perhitungan kekuatan
batas nominal penampang beton prategang) harus diambil tidak melebihi fpy
Jika tidak tersedia perhitungan yang lebih tepat dan tegangan efektif pada
tendon fpe tidak kurang dari 05 fpu tegangan analitis batas baja prategang fps
dalam tendon yang terlekat penuh dapat diambil sebesar
fps= fpu (1- p
β1[ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) (16)
Jika pengaruh tulangan tekan diperhitungkan pada saat menghitung fps dengan
persamaan (16) maka nilai [ρp
fpu
fc
d
dp ω - ω ] harus diambil tidak kurang dari
017 dan nilai drsquo tidak lebih dari 015
Keterangan
p = faktor yang memperhitungkan jenis tendon prategang dengan nilai
055 untuk fpy
fpu ge 080
040 untuk fpy
fpu ge 085
028 untuk fpy
fpu ge 090
β1 = faktor tinggi blok tegangan tekan persegi ekuivalen beban dimana
β1 = 085 untuk fc le 30 MPa
β1 = 085 ndash 0008 (fc - 30) untuk fc ge 30 MPa (17)
Perencanaan momen lentur harus didasarkan pada
Mu le Mn (18)
Nilai Mn dihitung dengan persamaan
Mn = 08 Apsfps (d -a
2 ) As fy (d -
a
2 )+ (19)
Jarak antar tulangan dihitung menggunakan persamaan
Apsfps As fy = 085 fc ab (20)
2 Tulangan Geser Balok
Perencanaan tulangan geser harus didasarkan pada
u le n (21)
Dimana nilai adalah kuat geser nominal yang dihitung menggunakan
persamaan
n= c s (22)
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton pada struktur yang dibebani geser
dan lentur saja dapat dihitung menggunakan persamaan sebagai berikut
13
c= (radicf c
6) bwd (23)
Kuat geser yang disumbangkan oleh tulangan geser untuk tulangan geser yang
tegak lurus terhadap sumbu aksial komponen struktur dapat dihitung
menggunakan persamaan
s= Av fy d
s (24)
Kekuatan lentur dari balok beton bertulang sebagai komponen struktur jembatan
harus direncanakan dengan menggunakan cara ultimit atau cara Perencanaan
berdasarkan Beban dan Kekuatan Terfaktor (PBKT)
3 Kekuatan Puntir Balok
Kekuatan puntir balok harus didasarkan pada
Tu le Tn (25)
Dimana puntir nominal Tn bisa dihitung sebagai penjumlahan dari puntir nominal
yang disumbangkan oleh beton Tc dan puntir nominal yang disumbangkan oleh
tulangan Ts dengan rumus
Tn= Tc Ts (26)
Dimana
Tc= Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
(27)
Ts= fy (Asw
s) 2 Act cot t (28)
Persamaan tersebut digunakan dalam menghitung nilai kekuatan puntir nominal
tulangan dengan nilai t = 45o untuk beton non prategang dan t=375
o untuk
beton prategang
Untuk sengkang tertutup dapat dihitung Asw
sle 02
y1
fyf (29)
Tn=2AoAtfyv
scot (30)
Dengan dapat diambil sebesar 085
Gambar 7 Areal Aoh
14
Tulangan longitudinal tambahan yang diperlukan untuk menahan puntir dapat
dihitung menggunakan persamaan
Al= (At
s) ρ
h
fyv
fyt cot2 (31)
Desain dan Perhitungan Kolom
Pengaruh kelangsingan kolom dapat diabaikan untuk komponen struktur tekan tak
bergoyang apabila dipenuhi klu
r le 34- (12
M1
M2) (32)
Untuk komponen struktur tekan bergoyang pengaruh kelangsingan dapat
diabaikan apabila klu
r le 22 (33)
Beberapa persyaratan tulangan memanjang untuk kolom antara lain memiliki
luas tidak kurang dari 001 Ag dan tidak melebihi 008 Ag kecuali jika jumlah dan
penempatan tulangan mempersulit penempatan dan pemadatan beton pada
sambungan dan persilangan dari bagian-bagian komponen maka batas maksimal
rasio tulangan perlu dikurangi
Rasio tulangan spiral ρs tidak boleh kurang dari
ρs= 045 (
Ag
Ac-1)
f c
fy (34)
Software CSI Bridge
Computers and Structures Inc (CSI) Bridge merupakan salah satu software
yang dikembangkan oleh pihak CSI yang merupakan pelopor dalam
pengembangan software untuk analisis struktur dan gempa Tahap pemodelan
analisis dan desain dari struktur sebuah jembatan telah diintegrasikan dalam
software CSI Bridge untuk menciptakan perangkat komputer engineering yang
mendasar Dengan menggunakan CSI Bridge dapat didesain jembatan beton
maupan baja dengan cepat dan mudah Fitur parametric modeller memungkinkan
pengguna untuk membuat model jembatan sederhana hingga kompleks dan
membuat perubahan secara efisien dalam melakukan kontrol pada desain
(httpwwwcsiamericacomcsibridge)
Software PCA Col
PCAColumn (PCA Col) merupakan software yang dirancang untuk
mendesain dan memeriksa kapasitas penampang beton bertulang terhadap gaya
aksial dan momen lentur Bentuk penampang benton dapat berupa persegi empat
lingkaran hingga tidak beraturan dengan berbagai macam susunan dan pola
tulangan Selain itu efek kelangsingan kolom juga dapat diperhitungkan Dari
program tersebut dapat diperoleh diagram interaksi gaya aksial (P) dan momen
lentur (M) baik dalam sumbu uniaksial maupun biaksial dimana Mx dan My juga
dapat diplot terhadap sumbu biaksial dari kolom dan dinding geser yang tidak
beraturan (httppcacolumnsoftwareinformercom)
15
METODOLOGI
Waktu dan Tempat
Penelitian dilakukan pada bulan Februari ndash Juni 2013 yang diawali dengan
pengumpulan data Data penelitian diperoleh dari Satuan Kerja Pelaksanaan Jalan
Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A Struktur yang ditinjau adalah fly over
P106-P107 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425)
Gambar 8 Denah Lokasi Proyek yang Ditinjau
Proyek pembangunan jalan bebas hambatan Tanjung Priok merupakan
program strategis pemerintah dalam rangka meningkatkan kapasitas jaringan
transportasi kota Jakarta khususnya Jakarta Utara Proyek ini menjadi salah satu
upaya pengembangan Kawasan Strategis Nasional Tanjung Priok sebagai pusat
kegiatan ekspor-impor yang saat ini telah menempati peringkat ke-24 dunia untuk
arus peti kemas Jalan bebas hambatan yang dibangun berfungsi sebagai jalan
pintas untuk meningkatkan akses terhadap pelabuhan dan dalam jangka panjang
juga berfungsi sebagai penghubung ruas tol Jakarta Outer Ring Road (JORR)
dengan Jakarta Inter Urban Toll (JIUT)
Alat dan Bahan
Alat yang digunakan dalam penelitian ini adalah sebagai berikut
1 Komputer Intel CoreTM
Duo Processor T6600
2 Program CSI Bridge Versi 15 dan PCA Col
3 Program Microsoft Office Excel 2010
4 Program Autocad 2010
Bahan penelitian merupakan data sekunder berupa shop drawing Proyek Jalan
Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A yaitu data struktur P106-P107
16
Penggunaan shop drawing dikarenakan belum tersedianya data as built drawing
Data-data yang diperoleh meliputi
1 Denah dan gambar detail struktur fly over P106-P107 yang meliputi layout
fly over dimensi struktur jembatan serta gambar detail tendon dan tulangan
Struktur yang ditinjau memiliki kriteria desain sebagai berikut
a) Slab
Kuat tekan beton ( ) = 30 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic30 MPa = 2574296 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
b) PCU Girder
Kuat tekan beton ( ) = 40 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic40 MPa = 2972541 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Kuat tarik putus ( = 1860 MPa
Kuat leleh baja prategang ( ) = 1670 MPa
c) Pier Head
Kuat tekan beton ( ) = 35 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic40 MPa = 2780557 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Kuat tarik putus ( = 1860 MPa
Kuat leleh baja prategang ( ) = 1670 MPa
d) Pier
Tipe = Y Pier
Kuat tekan beton ( ) = 30 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic30 MPa = 2574296 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Tinggi pier ( ) = 22 m
Lebar pier ( = 35 m
Tebal pier ( ) = 45 m
e) Data soil investigation Bore Log (Lampiran 2)
2 Standar dan peraturan perencanaan sebagai berikut
RSNI T-02-2005 ldquoPembebanan untuk Jembatanrdquo
SNI 2833 2008 ldquoStandar Perencanaan Ketahanan Gempa untuk Jembatanrdquo
RSNI T-12-2004 ldquoPerencanaan Struktur Beton untuk Jembatanrdquo
SNI 03-3847-2002 ldquoTata Cara Perhitungan Struktur Beton untuk Bangunan
Gedungrdquo
17
Tahapan Penelitian
Tahapan penelitian tersaji dalam diagram alir sebagai berikut
Keterangan
1 Data sekunder merupakan shop drawing kontraktor PT Obayashi-Jaya
Konstruksi JO yang digunakan dalam penelitian ini sebagai acuan dalam
pemodelan jembatan
2 Peraturan dan standar perencanaan terkait dengan penelitian ini adalah Standar
Nasional Indonesia Peraturan pembebanan jembatan terdapat dalam RSNI T-
02-2005 Perencanaan ketahanan gempa untuk jembatan terdapat dalam SNI
2833 2008 Perencanaan struktur beton untuk jembatan terdapat dalam RSNI
T-12-2004
Mulai
Pengumpulan Data Penelitian dan Bahan Rujukan
Program CSI Bridge
Pemodelan
Struktur
Input
Pembebanan
Input
Spektrum Gempa
Gaya Dalam
Desain
Ulang
Tulangan
Selesai
Aman
Mu le Mn
u le n
Tu le Tn
Tidak
Ya
Gambar 9 Diagram Alir Penelitian
18
3 Program CSI Bridge digunakan untuk mempermudah dalam menganalisis
gaya dalam (internal force) yang bekerja akibat pembebanan Setelah
dilakukan pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum dapat
diperoleh nilai gaya dalam ultimit Analisis gaya dalam dilakukan dengan
membandingkan gaya dalam ultimit yang terjadi akibat pembebanan dengan
kapasitas nominal struktur fly over yang ditinjau
Pemodelan Struktur
a) Layout fly over
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri
dari 2 ruas jembatan kiri dan kanan dimana panjang 1 bentang (span)
sebesar 3575 m dengan jumlah bentang yang dianalisis sebanyak 3 span
Pendefinisian layout fly over pada program CSI Bridge dapat
menggunakan bridge wizard di menu Home
Gambar 10 Layout Line Struktur Fly Over
b) Material konstruksi dan penampang
Beton dengan = 30 MPa untuk slab dan pier
Beton dengan = 35 MPa untuk pier head
Beton dengan = 40 MPa untuk PCU Girder
Baja tulangan U39 dengan = 390 MPa
Baja tendon dengan fpy=1670 MPa dan fpu= 1860 MPa
19
Input material dilakukan pada menu Home-Bridge Wizard-Materials seperti pada
Gambar 12 berikut Sedangkan pemodelan penampang dilakukan pada menu
Components-Properties-Frame Properties-New-Frame Section Property Type
concrete-Precast U
Gambar 11 Input Material dan Penampang PCU Girder
Pendefinisian jumlah girder jarak antar girder dan tebal slab dilakukan pada
menu Components-Superstructure Deck Sections-New-Precast U Girder
Gambar 12 Penampang Superstruktur Jembatan
20
c) Jenis perletakan adalah tipe sendi-rol yang didefinisikan pada menu Home-
Bridge Wizards-Bearings
Gambar 13 Jenis Perletakan
d) Input pembebanan
Kombinasi pembebanan mengacu pada RSNI T-02-2005 Input
kombinasi pembebanan dilakukan pada menu DesignRating ndash Load
Combination ndash Add New Load Combination ndash Masukkan Load Case Name ndash
Load Case Type ndash Scale Factor ndash OK Contoh kombinasi pembebanan yang
telah diinputkan pada CSI Bridge terlihat pada gambar berikut
Gambar 14 Input Kombinasi Pembebanan
e) Input Respon Spektrum
Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 dibuat respon spektrum untuk
analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
21
CSI Bridge Respon spektrum diinputkan pada menu Loads ndash Functions ndash Respon
Spectrum ndash Add New Function ndash Pilih User ndash Masukkan Damping Ratio 005 ndash
Masukkan nilai Period dan Acceleration (Diperoleh dari hasil perhitungan
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010) ndash OK Pembuatan respon spektrum
gempa secara lebih rinci dijelaskan pada bab pembahasan
Gambar 15 Input Respon Spektrum Wilayah Jakarta
f) Hasil Gaya Dalam
Setelah pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum
struktur dapat dianalisis pada menu Analysis ndash Run Analysis ndash Pilih Load Case
yang ingin dianalisis ndash Run Analysis Hasil gaya dalam dapat ditampilkan pada
menu Home ndash Display ndash Show Bridge Superstructure Forces
Gambar 16 Contoh Momen Akibat Kombinasi Pembebanan
22
HASIL DAN PEMBAHASAN
Model Struktur Jembatan
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri dari 2
ruas jembatan kiri dan kanan dengan panjang total 10725 m Struktur terdiri dari
3 span dimana panjang satu span 3575 m Superstruktur jembatan ruas kiri terdiri
dari 4 girder dan ruas kanan terdiri dari 5 girder dengan tipe PCU dan memiliki
superelevasi sebesar 2 Struktur fly over tersebut ditopang oleh dua kolom cast
in site tipe Y-Pier dengan tinggi 22 m
Gambar 17 Pemodelan Struktur Fly Over
Gambar 19 Tampak Samping Struktur Fly Over
145 m 18 m
L total = 10725 m
Gambar 18 Tampak Depan Struktur Fly Over
23
Input Pembebanan
Pembebanan yang diinputkan pada program CSI Bridge mengacu pada
RSNI T-02-2005 (Tabel 40) mengenai Peraturan Pembebanan untuk Jembatan
dengan ragam kombinasi pada kondisi ultimit (Ultimate Limit States) sebagai
berikut
Tabel 7 Kombinasi Pembebanan
Nama
Kombinasi
Aksi
Permanen Aksi Transien Aksi Khusus
MS MA PS TD TT TB ET EW TTC
EQ-
X
EQ-
Y
ULS-1A 13 2 1 198 198 132
ULS-1B 13 2 1 198 198 132
ULS-1C 13 2 1 198 198 132
ULS-1D 13 2 1 198 198 132
ULS-4A 13 2 1 132 132
ULS-5A 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5B 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5C 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5D 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5E 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5F 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5G 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5H 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5I 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5J 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5K 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5L 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-5M 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5N 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5O 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5P 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-6A 13 2 1 198 198 1
ULS-6B 13 2 1 198 198 1
Keterangan
MS = Berat Sendiri
MA = Beban Mati Tambahan
PS = Pengaruh Prategang
TD = Beban Lajur ldquoDrdquo
TT = Beban Truk ldquoTrdquo
TB = Gaya Rem
ET = Beban Temperatur
EW = Beban Angin
TTC = Beban Tumbukan
EQ-X = Beban gempa dalam arah X
EQ-Y = Beban gempa dalam arah Y
24
Besarnya nilai beban-beban yang terjadi dapat dijabarkan dalam contoh
perhitungan sebagai berikut
1 Berat sendiri
PCU-Girder dan Slab
wc girder = 25 kNm3
wc slab = wc pier = 24 kNm3
Luas (A) girder = A satu girder x jumlah girder = 11915 m2 x 9 = 107235 m
2
A slab = tebal slab x lebar total jembatan = 025 m x (18 m+145 m) = 8125 m2
Berat girder = A girder x panjang total jembatan x wc girder
= 107235 m2 x 10725 m x 25 kNm
3
= 2875238 kN
Berat slab = A slab x panjang total jembatan x wc slab
= 10723 m2 x 10725 m x 24 kNm
3
= 2091375 kN
Pier
A pier segmen 1 = 2 m x 45 m = 9 m2
A pier segmen 2 = 20565 m2
Panjang pier segmen 1 = 7088 m
Panjang pier segmen 2 = 17147 m
Berat pier segmen 1 = A pier x panjang pier x wc pier
= 9 m2 x 7088 m x 24 kNm
3 = 153103 kN
Berat pier segmen 2 = A pier x panjang pier x wc pier
= 20565 m2 x 17147 m x 24 kNm
3
= 8463073 kN
Berat pier = 153103 kN + 8463073 kN = 9994103 kN
Total berat sendiri = Berat girder + slab + pier
= 2875238 kN + 2091375 kN + 9994103 kN
= 5966023 kN
2 Beban Mati Tambahan
Aspal
wc aspal = 22 kNm3
Tebal aspal = 75 cm
Perhitungan beban mati tambahan dengan menggunakan persamaan (1)
dapat dijabarkan sebagai berikut
Berat aspal = wcLA
= 22 kNm3 x 10725 m x (325 m x 0075 m)
= 5751281 kN
Parapet
wc parapet = 24 kNm3
A parapet = 0526 m2
Berat parapet = wcLA
= 24 kNm3 x 10725 m x 0526 m
2
= 1353924 kN
Total beban mati tambahan = berat aspal + parapet
= 5751281 kN + 1353924 kN
= 7105205 kN
25
3 Beban Lajur D
Beban Terbagi Rata (BTR)
Terdiri dari 7 kombinasi arah longitudinal dengan jumlah lajur
jembatan ruas kiri = 4 lajur dan jembatan ruas kanan = 5 lajur
Total kombinasi arah longitudinal
Jembatan Kiri = 7 x 4 = 28 kombinasi
Jembatan Kanan = 7 x 5 = 35 kombinasi
Terdiri dari 3 kombinasi dalam arah transversal dengan jarak dan
intensitas beban sebagai berikut
Jembatan Kiri
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 28 x 3
= 84 kombinasi
Jembatan Kanan
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 35 x 3
= 105 kombinasi
Nilai q dihitung menggunakan persamaan (3) untuk panjang 1 bentang gt 30 m
dimana panjang 1 span fly over = 3575 m
Contoh perhitungan nilai q sebagai berikut
q = 90 (05 15
3575 ) = 828 kPa
Gambar 20 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kiri
Gambar 21 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kanan
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
100 50
Keterangan
Keterangan
100 50
11 m 2 m 1 m 11 m 1 m 2 m 11 m
1375 m 275 m 1375 m 1375 m 1375 m 275 m 1375 m
26
Tabel 8 Kombinasi Beban ldquoDrdquo Arah Longitudinal Jembatan
Nama Span yang Dibebani Total Panjang
q (kNm2)
Kombinasi Span
1
Span
2
Span
3 Dibebani (m)
1 3575 828
2 3575 828
3 3575 828
4 715 639
5 715 639
6
7
715
10725
639
576
BTR diinputkan dalam bentuk beban garis sehingga nilai q (kNm2) dikalikan
lebar lajur yang dibebani (m)
Beban Garis Terpusat (BGT)
BGT diinputkan dalam bentuk beban titik pada program CSI Bridge sehingga nilai
intensitas p dikalikan dengan lebar lajur yang dibebani (m)
Beban garis = intensitas p x lebar lajur
= 49 kNm x 35 m
= 1715 kN
Dalam input BGT pada program digunakan faktor beban dinamis
senilai 14
4 Beban Truk ldquoTrdquo
Kendaraan truk yang digunakan adalah truk dengan berat 50 ton
Gambar 22 Input Beban Truk ldquoTrdquo
5 Gaya Rem
Gaya rem diinputkan sebagai beban titik dengan nilai sebagai berikut
Jembatan Kiri
Gaya rem per pier = nilai q terbesar x lebar lajur x panjang 1 span
jembatan x 5
27
= 9 kN
m2 x 145 m x 3575 m x 5
2 = 11663 kN
Jembatan Kanan
Gaya rem per pier = 9 kN
m2 x 18 m x 3575 m x 5
2 = 14479 kN
6 Pengaruh Temperatur
Gambar 23 Input Pengaruh Temperatur
7 Beban Angin
Diketahui
Cw = 125 (Tabel 3)
Vw = 35 ms (Tabel 2)
Ab = 198413 m2
Dengan menggunakan persamaan (4)
TE = 00006 Cw w 2Ab
= 00006 x 125 x 352 x 198413
= 18229 kN
TEW per pier = 18229 kN
4= 45573 kN
8 Tumbukan
100 kN
1
00
F
x
10o
Gambar 24 Proyeksi Tumbukan pada Pier Terhadap Sumbu X dan Sumbu Y
Fx
Fy
28
Tumbukan pada pier diinputkan sebagai beban titik dengan perhitungan sebagai
berikut
Fx = 100 kN x sin 100
= 17365 kN
Fy = 100 kN x cos 100
= 98481 kN
9 Beban Gempa
Pada penelitian ini analisis gempa dinamis dilakukan menggunakan grafik
respon spektrum Dalam pembuatan respon spektrum terlebih dahulu dilakukan
klasifikasi site (jenis tanah) lokasi yang ditinjau berdasarkan hasil penyelidikan
tanah (bore log) Dari data bore log dapat dihitung nilai rata-rata hasil uji
penetrasi standar (SPT) menggunakan persamaan (5) dengan hasil yang tertera
pada tabel berikut ini
Tabel 9 Perhitungan Nilai
Lapisan Kedalaman NSPT Tebal
(TebalSPT)
0 000 0 000 0000
1 330 2 330 1650
2 524 2 194 0971
3 723 2 198 0992
4 924 2 202 1009
5 1130 2 206 1028
6 1323 2 193 0963
7 1530 5 207 0415
8 1730 6 200 0333
9 1930 4 200 0500
10 2130 9 200 0222
11 2330 19 200 0105
12 2507 50 177 0035
13 2626 50 118 0024
14 2725 50 099 0020
15 2822 50 097 0019
16 2921 50 099 0020
17 3006 50 086 0017
3006 8324 3612
Diperoleh = 3612 dimana Σ Tebal Σ SPTfrasl yang menunjukkan bahwa jenis
tanah wilayah Tanjung Priok termasuk kelas situs E yaitu jenis tanah lunak
(Tabel 4) Selanjutnya dihitung nilai akselerasi respons spektra puncak untuk
periode pendek dan periode 1 detik dan desain akselerasi respon spektra
29
Gambar 25 (a) Peta Percepatan Puncak (PGA) wilayah Jakarta
(b) Peta Respon Spektra 02 detik (Ss) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
(c) Peta Respon Spektra 1 detik (S1) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
PGA (Peak Ground Acceleration) merupakan percepatan maksimum yang
menunjukkan intensitas daripada pergerakan lapisan tanah Berdasarkan Gambar 8
dapat diketahui bahwa wilayah yang ditinjau (Tanjung Priok Jakarta Utara)
memiliki nilai PGA 03 ndash 04 g Pendekatan angka menggunakan skala batas atas
dari nilai yang diketahui sehingga diambil nilai 04 g Wilayah Jakarta terdapat
pada zona dengan nilai respon spektra 02 detik probabilitas terlampaui 2 dalam
50 tahun (Ss) = 07 g dan nilai respon spektra 1 detik probabilitas terlampaui 2
dalam 50 tahun (S1 ) = 03 g Kemudian dengan interpolasi nilai Ss dan S1
menggunakan Tabel 5 amp 6 untuk tanah kelas E diperoleh nilai Fa dan Fv berturut-
turut sebesar 13 dan 28
Akselerasi respons spektra puncak periode pendek (SMS) dapat dihitung
dengan persamaan (6) sehingga SMS = 13 x 07 = 091 Akselerasi respons
spektra puncak periode 1 detik (SM1) dapat dihitung dengan persamaan (7)
sehingga SM1 = 28 x 03 = 084 Selanjutnya desain parameter akselerasi respon
spektra periode pendek dapat dihitung dengan persamaan (8) sehingga SDS =
091 = 07963 dan nilai desain parameter respon spektra periode 1 detik dapat
dihitung dengan persamaan (9) sehingga SD1 =
084 = 07350 Faktor
diperoleh dari konversi penggunaan peta gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
karena struktur yang ditinjau merupakan jembatan khusus dengan umur rencana
100 tahun Nilai Sa dihitung menggunakan persamaan 10-13 yang hasilnya
disajikan pada Tabel 10 Nilai T dan Sa diplot membentuk grafik respon spektrum
untuk analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
CSI Bridge
30
Tabel 10 Akselerasi Spektrum Gempa Wilayah Jakarta
T (det) Sa T (det) Sa
00000 03185 2 03675
01846 07963 21 03500
09231 07963 22 03341
1 07350 23 03196
11 06682 24 03063
12 06125 25 02940
13 05654 26 02827
14 05250 27 02722
15 04900 28 02625
16 04594 29 02534
17 04324 3 02450
18 04083 31 02371
19 03868 32 02297
Gambar 26 Grafik Respon Spektrum Wilayah
Jakarta Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010
Hasil Gaya Dalam (Internal Force)
a) Berat Sendiri
Kontrol perhitungan manual
Diketahui
Ag satu girder = 11915 m2
frsquoc girder = 40 MPa
wc girder = 25 kNm3
Tebal slab = 25 cm
frsquoc slab = 30 MPa
wc slab = 24 kNm3
Perhitungan
q slab = tebal slab x spasi antar girder x wc slab
= 025 m x 3567 m x 24 kNm3
= 21402 kNm
q girder = Ag girder x wc girder
= 11915 m2 x 25 kNm
3
= 29788 kNm
M girder = 1
8 q L2
= 1
8 29788 kN mfrasl 35
2 m
= 456129 kN-m
M slab = 1
8 q L2
= 1
8 21402 kN mfrasl 35
2 m
= 327718 kN-m
M girder + M slab = 456129 + 327718 = 783847 kN-m
31
Perhitungan momen secara manual dibandingkan dengan hasil yang ditampilkan
pada program CSI Bridge
Gambar 27 Hasil Momen Akibat Berat Sendiri pada Jembatan
Jembatan kiri terdapat 4 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 4 = 3135388 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min+M max = 28019386 kN-m + 7949228 kN-m
= 28814308 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
Jembatan kanan terdapat 5 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 5 = 3919235 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min + M max = 3494893 kN-m + 9915171 kN-m
= 35940447 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
b) Ultimate Limit States (ULS)
Kombinasi pembebanan yang menghasilkan gaya dalam maksimum
sepanjang jembatan adalah kombinasi ULS-5I (Tabel 7)
Gambar 28 Hasil Gaya Dalam Akibat Kombinasi Pembebanan ULS 5-I
32
c) Kontrol Lendutan
Lendutan maksimum yang diizinkan adalah L
800 =
35750 mm
800 = 4469 mm
sedangkan lendutan yang terjadi pada fly over dari program CSI Bridge
adalah 213 mm sehingga struktur dikatakan aman
Perhitungan Tendon
Dalam perhitungan tendon dan tulangan digunakan momen maksimal yang
terjadi pada penampang yang ditinjau
Tendon pada girder
Data Tendon
D tendon = 05 inchi = 127 mm = 00127 m
Ast = 987 mm2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Girder
Ag (Ax) = 11915 m2
Iz = 04204 m4
yt = 097 m
yb = 088 m
eb = 058 m
-Menghitung gaya prategang P
M berat sendiri = 801826 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 188156 kN-m
M beban hidup = 510983 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 1500965 kN-m
P2=
MybIz
-σb
1
Ax
ebybIz
P2=
150096 x 088
04204 3000
1
11915
058 x 088
04204 = 1384018 kN
Gambar 29 Deformasi yang Terjadi pada Struktur Akibat Beban Hidup
33
P1= Ast x x f u
= 00000987 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl = 110149 kN
Jumlah tendon yang diperlukan= P2
P1= 1384018 kN
110149 kN=125 tendon
Jumlah tendon eksisting = 110 tendon
Jumlah tendon hasil perhitungan yang melebihi tendon eksisting dapat disebabkan
karena perbedaan penggunaan jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo Perhitungan yang
dilakukan menggunakan semua kemungkinan kombinasi baik dalam arah
longitudinal maupun transversal jembatan (sub bab input pembebanan) Selain itu
dapat juga dikarenakan perbedaan dalam pemodelan panjang girder yang
menyebabkan terjadinya kelebihan momen
Tendon pada pier head
Data Tendon
D tendon = 06 inchi = 1524 mm = 0015 m
Ast = 1387 mm2 = 00001387 m
2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Pier Head
Ag (Ax) = 128765 m2
Iz = 6967 m4
yt = 139 m
yb = 123 m
et pada momen maksimal = 04396 m
et pada penampang kritis = 0702 m
-Menghitung P menggunakan Momen Pada Penampang Kritis (Mcr)
M berat sendiri = 41612388 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 7073499kN-m
M beban hidup = 14947156 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 63633043 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
63633043 x 139
3000
1
12875
0702 x 139
6967 = 40860556 kN
P1= Ast x x f u
= 00001387 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl =154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=
40860556 kN
154789 kN= 264 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
34
Berdasarkan jumlah tendon eksisting yang melebihi tendon yang diperlukan
dapat diasumsikan bahwa pier head tersebut tidak didesain menggunakan momen
pada penampang kritis (Mcr) Pada saat dibebani retak terjadi pada perubahan
geometri atau pada penampang kritis sehingga pada umumnya desain cukup
menggunakan Mcr yang nilainya lebih kecil daripada momen maksimal
-Menghitung P menggunakan Momen Maksimal (Mmax)
M berat sendiri = 57265256 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 8941951kN-m
M beban hidup = 20374506 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 86581713 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
865817123 x 139
6967 3000
1
12875
x 139
6967 = 86320521 kN
P1= 154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=86320521 kN
154789 kN= 558 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
Dengan menggunakan momen maksimum yang terjadi pada pier head hasil
perhitungan jumlah tendon yang diperlukan mendekati jumlah tendon eksisting
sehingga dapat diasumsikan struktur tersebut didesain menggunakan momen
maksimum Penggunaan momen maksimum yang terjadi menyebabkan
penambahan jumlah tendon dalam desain
Jumlah tendon eksisting Jumlah tendon yang diperlukan OK
Perhitungan Tulangan
Slab
-Tulangan Lentur Positif
Momen di lapangan Mu pada slab = 10333 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d = ndash drsquo= 250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
10333
08=12916 kN-m
Faktor tahanan momen = Mnx10
6
bd2 =
12916 x106
1000 x 2102= 2929
35
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2929
085 x 30 = 00079
ρmin
= 25 x 14
fy= 25 x
14
390= 0000897
Digunakan = 00079 sehingga
As= ρ b d = 00079 x 1000 mm x 210 mm = 167983 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 167983 mm2
= 1687 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
-Tulangan Lentur Negatif
Momen di tumpuan Mu pada slab = 9504 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d ndash drsquo=250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
9504
08=1188 kN-m
Faktor tahanan momen Rn=Mnx10
6
bd2 =
1188 x106
1000 x 2102= 2694
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2694
085 x 30 = 00073
ρmin
= 25 x 14
fy=25 x
14
390= 0000897
Digunakan ρ = 00073 sehingga
As= ρ b d = 00073 x 1000 mm x 210 mm =153652 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
36
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 153652 mm2
= 18443 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
- Tulangan Geser
Gaya geser Vu pada slab = 35306 kN
Kuat geser nominal yang disumbangkan oleh slab
c=
(
radicf
rsquoc
6
)
bwd =(radic30
6) 1000 x 210 = 19170289 kN
Vc = 06 x = 11502174 kN
u c tidak dibutuhkan tulangan geser
Girder
-Tulangan Lentur
Mu = 24895989 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 13 mm dengan jumlah 8 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 8 =
1
4 314 13
2 x 8 = 106132 mm2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan
(16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fcrsquo
d
dp ω- ωrsquo ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
10857 mm2
fps = 1860 (1 04
077 [00091
1860
40 2050
1800 (00414 00335 ])
= 18599 MPa
Menghitung lebar efektif Be
Diketahui tebal slab ho = 25 cm
Lebar efektif diambil nilai terkecil dari L
4 =
3575 m
4= 894 m
Jarak antar girder s = 3567 m
12 = 12 x 025 = 3 m Diambil Be = 3 m
Eslab = 2574296 MPa
Egirder = 2972541 MPa
n = Eslab
Egirder
= 2574296 MPa
2972541 MPa= 087
Sehingga Be = n x 3 m = 087 x 3 m = 261 m = 2610 mm
37
h = h girder + h slab = 250 + 1850 = 2100 mm
tebal selimut beton drsquo = 50 mm
d = h ndash drsquo
= 2100 mm ndash 50 mm = 2050 mm
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
Aps fps As fy = 085 fcrsquoab
10857 mm2
x 18599 MPa+106132 mm2 x 390 MPa = 085 x 40 MPa x a x
2610 mm
a = 23223 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16)
dengan nilai = 08 adalah sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d-a
2) As fy (d-
a
2)+
= 08 x 10857 mm2 x 18599 MPa (2050 mm-
23223 mm
2) +
106132 mm2
x 390 MPa (2050 mm-23223 mm
2)
= 31242337 kN-m + 640371 kN-m
= 31882709 kN-m
Mn = 31882709 kN-m gt Mu = 24720615 kN-m (OK memenuhi syarat)
Cara yang telah dijabarkan diatas merupakan cara mendesain kekuatan
lentur balok prategang dengan pendekatan trial and error diameter tulangan dan
jumlah tulangan dalam Nawy (2001) Dengan menggunakan pendekatan tersebut
terlebih dahulu dilakukan pemeriksaan terhadap tulangan eksisting menggunakan
data sekunder Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa kapasitas momen
nominal yang disumbangkan oleh tendon Mn tendon lebih besar daripada
momen ultimit yang terjadi Mu akibat pembebanan sehingga momen cukup
ditahan oleh tendon (tidak dibutuhkan tulangan lentur) Tulangan eksisting yang
digunakan merupakan tulangan susut yang berfungsi mencegah terjadinya retak
pada beton
tulangan susut = 00018 x luas penampang girder Ag
= 00018 x 11915 m2
= 00021447 m
2
Digunakan D-13 sehingga = 21447 mm2
1
4 d
2=
21447 m2
1
4 13
2= 16 lt n eksisting = 40
Menurut SNI 03-2847-2002 tentang Tata Cara Perhitungan Struktur Beton
untuk Bangunan Gedung jumlah tulangan susut dan suhu harus dipasang dengan
jarak tidak lebih dari lima kali tebal plat atau 450 mm Jarak maksimum antara
tulangan susut eksisting = 330 mm (lt 450 mm) sehingga tulangan tersebut dari
segi jumlah dan jarak antar tulangan memenuhi syarat
-Tulangan Geser
Girder di tumpuan
Ag = 2682500 mm2
h = 1850 mm
d = h-drsquo= 1850 mm ndash 50 mm = 1800 mm
bw = 1000 mm
38
Gaya geser di tumpuan = 300256 kN dan gaya aksial = 420053 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 420053
14 x 2682500 mm2 ) (
radic40
6) 1000 mm x 1800 mm
= 2109587 kN
c = 06 x 2109587 kN = 1265752 kN u = n
= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit
yang terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (300256 kN ndash (06 x 2109587 kN))06 = 2894674 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av = 2894674 x 103
390 MPa x 1800 mm
mm
= 515433 mm2
Digunakan D-22 sehingga n= Av
1
4 D2
= mm2
1
4 22
2=136 2 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 7 OK
Girder di lapangan
Ag = 1191500 mm2
h = 1850 mm
tulangan utama dan tulangan geser = D 13
d = h - drsquo- 13 - 05 x 13 = 17805 mm
= 1850 ndash 50 ndash 13 ndash (05 x 13) = 17805 mm
bw = 600 mm
Gaya geser di lapangan =193044 kN dan gaya aksial = 274113 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 274113
14 x 1191500 mm2 ) (
radic40
6) 600 mm x 17805 mm
= 1311133 kN
c= 06 x 1311133 kN = 78668 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang
terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
39
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (193044 kN ndash (06 x 1311133 kN))06 = 1906273 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av= 1906273 kN x 10
3
390 MPa x 17805 mm
150 mm
= 411784 mm2
Digunakan D-13 sehingga n= Av
1
4 D2
= 411784 mm2
1
4 13
2= 3103 4 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 4 OK
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 5215433 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Girder dianggap sebagai penampang berongga dinding tipis sehingga besar
modulus puntir = 2 Ambw dimana adalah girder
Jt = 2 x 1191500 mm2 x 2610 mm
= 6219630000 mm3
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 6219630000 (03 radic )radic1 10 1034
= 190101E+11 N-mm = 19010103 kN-m
Tc = 06 x 19010103 kN-m = 11406062 kN-m
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa nilai lebih besar dari sehingga
beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan torsi)
Pier Head
-Tulangan Lentur
Mu = 93134113 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 19 mm dengan jumlah 32 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 25=
1
4 314 x19
2 x 32 = 906832 mm
2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan (16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
Aps = 79059 mm2
fps = 1860 (1 04
081 [00061
1860
35 2520
1670 (00131 00196 ])
588537 MPa
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
40
Aps fps As fy= 085 fc ab
79059 mm2 x 588537 MPa + 906832mm
2 x 390 MPa = 085 x 35 MPa x a x
4500 mm
a = 373974 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16) dengan nilai
= 08 dapat dijabarkan sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d -a
2) As fy (d -
a
2)+
= 08 x 79059 mm2 x 588537 MPa (2520 mm-
373974 mm
2) +
906832 mm2 x 390 MPa (2520 mm-
373974 mm
2)
= 86842499 kN-m + 66008303 kN-m
= 108290509 kN-m
Mn = 93443330 kN-m gt Mu = 93134113 kN-m (OK memenuhi syarat)
-Tulangan Geser
Ag = 12876500 mm2
h = 2620 mm
d = h - d = 2620 mm ndash 100 mm = 2520 mm
= 4500 mm
Gaya geser u di tumpuan = 2011783 kN dan gaya aksial = 241249 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicf c
6) bwd
= (1 241249 kN
14 x 12876500 mm2 ) (
radic35
6) 4500 mm x 2520 mm
= 1118154 kN
c = 06 x 1118154 kN = 6708924 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa tahanan geser yang disumbangkan
oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang terjadi
sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (2011783 kN ndash 6708924 kN)06 = 1676113 kN
s = Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan
Av= s
fy x d
s
Av= 1676113 kN x 10
3
390 MPa x 2520 mm
125 mm
= 2131808 mm2
Digunakan D-16 sehingga n= Av
1
4 D2
= 2131808 mm2
1
4 16
2=106 11 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 8-D16 dan 2-D25 OK
41
Selisih jumlah tulangan D-16 antara hasil perhitungan dengan eksisting sebanyak
3 tulangan telah ditutupi dengan penggunaan 2 tulangan D-25 pada eksisting
sehingga tulangan tersebut dikatakan memenuhi syarat
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 1617885 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Untuk penampang segiempat masif modulus puntir Jt= 04x2y
Jt = 04 x 45002 mm x 2620 mm
= 21222 x 106 Nmm = 21222 kN-m
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 21222 x 106 Nmm (03 radic35 MPa)radic1
10 x 1034 MPa
35
= 6485 x 1011
N-mm = 648487513 kN-m
Tc= 06 x 648487513 kN-m = 389092507 kN-m
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa nilai Tc lebih besar dari Tu
sehingga beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan
torsi)
Pemeriksaan Kolom
Struktur kolom tidak hanya menerima beban aksial vertikal tetapi juga
momen lentur sehingga analisis kolom diperhitungkan untuk menyangga beban
aksial desak dengan eksentrisitas tertentu (Nasution 2009) Pada penelitian ini
analisis kolom dilakukan menggunakan program PCA Col untuk memeriksa
kapasitas tulangan eksisting terhadap beban yang bekerja pada struktur Beban
aksial dan momen yang diinputkan diperoleh dari program CSI Bridge Analisis
kolom dilakukan pada pier segmen 1 dan pier segmen 2 yang masing-masing
memiliki dimensi dan susunan tulangan yang berbeda
Gambar 30 Pemodelan Pier
Pier Segmen 1
Pier
Segmen 2
42
Pier Segmen 1
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1 dimana
aksial (P) maksimum 4181749 kN yang menghasilkan M33 sebesar 920863 kN-m
dan M22 sebesar 796380 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu M33 maksimum
sebesar 1862805 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar 218102 kN- m dan aksial
(P) sebesar 4326789 kN
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1
Dari data yang telah diinputkan diperoleh diagram interaksi seperti pada
Gambar 30 Terlihat baik pada kombinasi 1 dan 2 beban masih berada di area
tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan bahwa kombinasi pembebanan
mampu ditahan oleh pier sehingga pier dikatakan aman terhadap beban yang
bekerja
Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1
43
Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2
Pier Segmen 2
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1
dimana aksial (P) maksimum 629513 kN yang menghasilkan M33 sebesar
38634 kN-m dan M22 sebesar 74265 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu
M33 maksimum sebesar 248387 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar
73617 kN-m dan aksial (P) sebesar 721377 kN
Berdasarkan data yang inputkan diperoleh diagram interaksi pier untuk pier
segmen 2 sebagai berikut
Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
h = tinggi total komponen struktur mm
I = momen inersia penampang (mm4)
Jt = modulus puntir yang besarnya bisa diambil sebesar 04x2y
untuk penampang segiempat masif atau sebesar 04Σx2y untuk
penampang masif berbentuk T L atau I atau sebesar 2Ambw untuk
penampang berongga dinding tipis di mana Am adalah luas yang
dibatasi garis median dinding dari lubang tunggal (mm2)
L = panjang bentang jembatan m
Mcr = momen yang menyebabkan terjadinya retak lentur pada penampang
akibat beban luar
Mn = kekuatan momen nominal penampang Nmm
Mu = momen terfaktor akibat kombinasi pengaruh gaya luar yang terbesar
pada penampang Nmm
Nn = kekuatan aksial tekan penampang N
Nu = beban aksial terfaktor akibat kombinasi pengaruh gaya luar yang
terbesar yang tegak lurus pada penampang diambil positif untuk tekan
negatif untuk tarik dan memperhitungkan pengaruh dari tarik akibat
rangkak dan susut
Rn = besaran ketahanan atau kekuatan nominal dari penampang komponen
struktur
s = spasi dari tulangan geser atau puntir dalam arah paralel dengan tulangan
longitudinal mm
Tc = kuat puntir nominal yang disumbangkan oleh beton
Tn = kuat puntir nominal dari penampang komponen struktur
Ts = kuat puntir nominal yang disumbangkan oleh tulangan puntir
Tu = momen puntir terfaktor akibat kombinasi pengaruh gaya luar yang
terbesar pada penampang
Vc = kuat geser nominal yang disumbangkan oleh beton
Vn = kuat geser nominal dari penampang komponen struktur
Vs = kuat geser nominal yang disumbangkan oleh tulangan geser
Vu = gaya geser terfaktor akibat kombinasi pengaruh gaya luar yang terbesar
pada penampang
wc = berat jenis beton (kNm3)
W = berat komponen (kN)
x = dimensi terpendek bagian segiempat dari suatu penampang
y = dimensi terpanjang bagian segiempat dari suatu penampang
y = jarak tendon terhadap dimensi terluar dari beton
β1 = faktor tinggi blok tegangan tekan persegi ekivalen beban
ρ = rasio tulangan tarik non-prategang
ρrsquo = rasio tulangan tekan non-prategang
ρmin = rasio tulangan minimum terhadap luas penampang beton
ρb = rasio tulangan yang memberikan kondisi regangan yang seimbang
wc = berat jenis beton (kNm3)
= faktor reduksi kekuatan
σ = tegangan tendon prategang (MPa)
ω = indeks tulangan tarik non-prategang yang adalah = ρfyfcrsquo
ωrsquo = indeks tulangan tekan yang adalah = ρrsquofyfcrsquo
p = faktor yang memperhitungkan jenis tendon prategang
1
PENDAHULUAN
Dewasa ini peningkatan aktivitas perekonomian secara tidak langsung
semakin menuntut dibutuhkannya jaringan transportasi yang baik guna
memperlancar arus barang dan jasa Pesatnya perkembangan ilmu pengetahuan
dan teknologi juga telah menjadi salah satu faktor pendorong kemajuan di bidang
infrastruktur Dalam jaringan transportasi fungsi jalan dan jembatan sebagai
penghubung sebuah sistem memegang peranan yang sangat penting
Pembangunan Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok merupakan salah satu
contoh pentingnya jaringan jalan dalam sebuah sistem transportasi Struktur jalan
tol yang dibangun memerlukan perencanaan yang matang dari berbagai aspek
agar dapat memenuhi kebutuhan lalu lintas Sebuah jalan tol direncanakan
berdasarkan kebutuhan volume kendaraan yang melintas faktor daya dukung
tanah serta koneksi antar ruas jalan tol lainnya
Perencanaan struktur bangunan saat ini secara umum telah memasukkan
faktor gempa untuk menciptakan suatu struktur yang aman dan terhindar dari
kerusakan-kerusakan fatal akibat gempa Mengingat Indonesia terletak pada zona
tektonik yang sangat aktif ketahanan struktur bangunan terhadap gempa menjadi
sebuah hal yang perlu diperhitungkan Seperti halnya Jepang dan California
Indonesia termasuk dalam wilayah yang sangat rawan bencana gempa bumi Hal
ini dikarenakan tiga lempeng besar dunia dan sembilan lempeng kecil lainnya
saling bertemu di wilayah Indonesia serta membentuk jalur-jalur pertemuan
lempeng yang kompleks Keberadaan interaksi antar lempeng-lempeng tersebut
menempatkan Indonesia sebagai wilayah rawan gempa Dalam 6 tahun terakhir
diantaranya tercatat beberapa bencana gempa besar yang terjadi di wilayah Aceh
Nias Yogya dan Padang yang menyebabkan keruntuhan infrastruktur dan korban
jiwa
Gambar 1 Data Episenter Gempa Utama di Indonesia dan Sekitarnya untuk
Magnituda M ge 5 yang Dikumpulkan dari Berbagai Sumber dalam Rentang
Waktu 1900-2009
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
2
Latar Belakang
Suatu struktur yang dibangun perlu didesain sesuai dengan kriteria standar
perencanaan serta tahan terhadap beban gempa mengingat Indonesia terletak pada
zona tektonik yang aktif Perencanaan struktur tahan gempa sangat penting untuk
menciptakan struktur yang aman dan terhindar dari kerusakan-kerusakan fatal
akibat gempa
Perumusan Masalah
Berdasarkan kriteria standar perencanaan dan peta gempa terbaru perlu
dilakukan analisis terhadap struktur yang ditinjau dengan mengacu pada Peta
Hazard Gempa 2010 Pada penelitian ini dilakukan analisis struktur P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
Analisis dilakukan dengan membandingkan gaya dalam yang terjadi akibat
pembebanan terhadap kapasitas nominal dari struktur tersebut
Tujuan Penelitian
Tujuan dari penelitian ini adalah menganalisis struktur fly over P106-P107
(Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok seksi E2-A
terhadap beban gempa Hasil analisis yang berupa perhitungan jumlah tendon dan
tulangan kemudian dibandingkan dengan kondisi eksisting
Manfaat Penelitian
Manfaat dari penelitian ini adalah dapat mengaplikasikan ilmu pengetahuan
di bidang teknik sipil dan lingkungan
Ruang Lingkup Penelitian
Penelitian ini dilakukan dengan beberapa ruang lingkup sebagai berikut
1 Analisis dilakukan pada struktur P106-P107 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425)
Jenis pembebanan yang termasuk ke dalam analisis adalah berat sendiri
beban mati tambahan beban lalu lintas prategang suhu gaya rem tumbukan
beban angin dan beban gempa
2 Struktur fly over yang ditinjau adalah slab girder pier head dan pier
3 Analisis ketahanan gempa dilakukan dengan mengacu pada Peta Hazard
Gempa Indonesia 2010 menggunakan metode analisis gempa dinamis
4 Pemodelan struktur dan analisis gaya dalam dilakukan menggunakan program
CSI Bridge Versi 15
5 Analisis dilakukan dengan membandingkan jumlah tendon dan tulangan hasil
evaluasi dengan kondisi eksisting
3
TINJAUAN PUSTAKA
Jembatan
Jembatan merupakan salah satu infrastruktur yang berperan penting dalam
kehidupan manusia Jembatan juga menjadi elemen kunci dalam sebuah sistem
transportasi karena merupakan pengontrol kapasitas daripada sistem tersebut baik
dari segi berat maupun volume lalu lintas Berdasarkan bahan konstruksinya
jembatan dapat dibedakan menjadi beberapa macam antara lain jembatan kayu
jembatan beton bertulang jembatan beton prategang jembatan baja dan jembatan
komposit Penggunaan bahan penyusun jembatan tergantung daripada kebutuhan
desain konstruksi (Supriyadi dan Muntohar 2007)
Secara umum struktur suatu jembatan dapat dibagi menjadi 2 bagian yaitu
struktur atas dan struktur bawah Struktur atas (superstructure) merupakan bagian
yang menerima beban langsung yang meliputi berat sendiri beban mati beban
mati tambahan beban lalu-lintas dan beban lingkungan Struktur atas jembatan
umumnya meliputi slab lantai kendaraan girder balok diafragma dan tumpuan
(bearing) Struktur bawah (substructure) jembatan berfungsi memikul seluruh
beban struktur atas dan beban lain yang ditimbulkan oleh lingkungan untuk
disalurkan ke dalam tanah Struktur bawah terdiri dari kolom (pier) pile cap dan
pondasi (Barker and Pucket 2007)
Gambar 2 Contoh Struktur Sebuah Jembatan
Sumber httpenblogunikomacidbridge-structure694
Beton Prategang (Prestressed Concrete)
Beton memiliki kuat tekan yang tinggi namun lemah terhadap kuat tarik
Gaya tarik yang bekerja tersebut dapat menyebabkan retak (crack) dan patah
Beton polos (unreinforced concrete) hanya dapat digunakan pada kasus material
mengalami beban tekan atau pada kondisi tegangan tarik yang sangat rendah
sehingga beton perlu diperkuat dengan tulangan baja yang memiliki kuat tarik
tinggi Pada beton bertulang retak dan defleksi pada dasarnya tidak dapat kembali
apabila komponen struktur tersebut telah mencapai kondisi batas pada saat
mengalami beban kerja Karena rendahnya kapasitas tarik pada beton maka retak
lentur terjadi pada taraf pembebanan yang masih rendah Untuk mengurangi
4
atau mencegah berkembangnya retak tersebut gaya konsentris atau eksentris
diberikan dalam arah longitudinal elemen struktural Gaya ini mencegah
berkembangnya retak dengan cara mengeliminasi atau sangat mengurangi
tegangan tarik di bagian tumpuan dan daerah kritis pada kondisi beban kerja
sehingga dapat meningkatkan kapasitas lentur geser dan torsional penampang
tersebut Gaya longitudinal tersebut merupakan gaya prategang yaitu gaya tekan
yang memberikan prategangan pada penampang di sepanjang bentang suatu
elemen struktural sebelum bekerjanya beban mati dan beban hidup transversal
atau beban hidup horizontal transien (Nawy 2001)
Beton prategang adalah beton bertulang yang diberi tegangan dalam untuk
mengurangi tegangan tarik potensial dalam beton akibat beban kerja Pada beton
bertulang tulangan di dalam komponen struktur tidak memberikan gaya dari
dirinya pada komponen struktur tersebut suatu hal yang berlawanan dengan aksi
baja prategang Baja tendon yang dibutuhkan untuk menghasilkan gaya prategang
di dalam komponen struktur prategang secara aktif memberikan beban awal pada
komponen struktur sehingga memungkinkan terjadinya pemulihan retak dan
defleksi Apabila kuat tarik lentur beton terlampaui komponen struktur prategang
mulai beraksi seperti elemen beton bertulang (Nawy 2001)
Gambar 3 Konsep Perbedaan Beton Bertulang (Reinforced Concrete) dan Beton
Prategang (Prestressed Concrete)
Sumber httpptsindianetdesign_criteriahtml
Pada beton prategang tegangan permanen diberikan di komponen struktur
sebelum seluruh beban mati dan beban hidup bekerja agar tegangan tarik netto
yang ditimbulkan oleh beban-beban tersebut dapat dieliminasi atau sangat
dikurangi Komponen struktur prategang mempunyai tinggi lebih kecil
dibandingkan beton bertulang untuk kondisi bentang dan beban yang sama akibat
eliminasi tegangan tarik netto yang ditimbulkan oleh beban dengan adanya
struktur prategang (Nawy 2001)
Terdapat dua teknik prategang pada beton yaitu pre-tensioning dan post-
tensioning Teknik pre-tensioning adalah pemberian tegangan pada tendon
sebelum beton dicor Teknik ini pada prinsipnya digunakan untuk
5
konstruksi jembatan bentang pendek yang menggunakan balok jembatan standar
Teknik post-tensioning merupakan pemberian tegangan yang dilakukan setelah
beton dicor
Standar Perencanaan Jembatan
Terdapat dua pendekatan dalam perencanaan sebuah struktur jembatan yaitu
rencana tegangan kerja dan rencana keadaan batas (ultimit)
1 Rencana Tegangan Kerja
Pendekatan ini merupakan pendekatan elastis yang digunakan untuk
memperkirakan kekuatan atau stabilitas dengan membatasi tegangan dalam
struktur sampai tegangan izin Tegangan izin tersebut dibuat dengan membuat
beberapa toleransi untuk stabilitas tidak linear dan pengaruh bahan pada
kekuatan struktur terisolasi dengan membagi kekuatan ultimate dengan faktor
keamanan (SF)
Pendekatan menggunakan tegangan kerja memiliki kelemahan yaitu kurangnya
efisiensi dalam mencapai tingkat keamanan yang konsisten bila faktor keamanan
digunakan pada bahan saja
2 Rencana Keadaan Batas (Ultimate)
Pada rencana keadaan batas margin keamanan digunakan lebih merata
pada seluruh struktur melalui penggunaan faktor keamanan parsial Tidak seperti
cara tegangan kerja yang mana faktor keamanan digunakan hanya untuk bahan
dalam rencana keadaan batas faktor keamanan terbagi antara beban dan bahan
faktor reduksi kekuatan x kapasitas nominal ge faktor beban x beban nominal
Rencana keadaan batas lebih rasional dibandingkan pendekatan tegangan kerja
Perencanaan yang dihasilkan oleh penggunaan prinsip keadaan batas akan lebih
ekonomis dan akan menghasilkan jembatan dengan kemampuan kapasitas dan
kekuatan yang merata
Pembebanan Pada Jembatan
Jenis-jenis beban yang perlu diperhitungkan dalam merancang suatu jembatan
menurut RSNI T-02-2005 tentang Standar Pembebanan untuk Jembatan adalah
sebagai berikut
1 Beban Mati (Dead Load)
Berat sendiri dan beban mati tambahan termasuk ke dalam kategori beban mati
A Berat Sendiri
Berat sendiri struktur merupakan semua beban tetap yang berasal dari
berat bangunan dan elemen-elemen struktural lain yang dipikulnya Termasuk
dalam hal ini adalah berat bahan dan bagian jembatan yang merupakan
6
elemen struktural ditambah dengan elemen non struktural yang dianggap tetap
Perhitungan berat sendiri dapat dilakukan menggunakan rumus
(1)
Keterangan
berat komponen persatuan volume (kNm3)
bentang jembatan (m)
luas penampang (m2)
Nilai berat komponen persatuan volume atau berat isi untuk berbagai jenis bahan
telah tercantum pada RSNI T-02-2005
Tabel 1 Berat Jenis untuk Beban Mati (kNm3)
No Bahan BeratSatuan Isi (kNm3) KerapatanMasa (kgm
3)
1 Campuran aluminium 2627 2720
2 Lapisan permukaan beraspal 22 2240
3 Besi tuang 71 7200
4 Timbunan tanah dipadatkan 172 1760
5 Kerikil dipadatkan 188-227 1920-2320
6 Aspal beton 22 2240
7 Beton ringan 1225-196 1250-2000
8 Beton 220-250 2240-2560
9 Beton prategang 250-260 2560-2640
10 Beton bertulang 235-255 2400-2600
11 Timbal 111 11400
12 Lempung lepas 125 1280
13 Batu Pasangan 235 2400
14 Neoprin 113 1150
15 Pasir kering 157-172 1600-1760
16 Pasir basah 180-188 1840-1920
17 Lumpur lunak 172 1760
18 Baja 77 7850
19 Kayu (ringan) 78 800
20 Kayu (keras) 11 1120
21 Air murni 98 1000
22 Air garam 10 1025
23 Besi tempa 755 7680
7
B Beban Mati Tambahan (Superimposed Dead Load)
Beban mati tambahan adalah berat seluruh bahan yang membentuk suatu
beban pada jembatan yang merupakan elemen non struktural dan besarnya dapat
berubah selama umur jembatan Beban mati tambahan dapat berupa utilitas pada
saat pengerjaan jembatan berat pelapisan kembali permukaan jembatan parapet
trotoar lampu jembatan pipa air serta sarana lainnya yang dipikul langsung oleh
jembatan
2 Beban Hidup (Live Load)
Beban hidup terdiri dari semua beban bergerak yang bekerja pada deck
jembatan Beban hidup terdiri dari beban kendaraan kereta maupun beban
pejalan kaki Beban hidup dapat tersebar merata sepanjang deck seperti beban
padatnya lalu lintas dan beban kereta api yang panjang ataupun dapat berupa
beban terpusat seperti beban truk berat tunggal poros dan lokomotif Beban lalu
lintas untuk perencanaan jembatan terdiri atas beban lajur ldquoDrdquo dan beban truk ldquoTrdquo
A Beban Lajur ldquoDrdquo
Beban Lajur ldquoDrdquo bekerja pada seluruh lebar lajur kendaraan dan
menimbulkan pengaruh pada jembatan yang ekuivalen dengan rangkaian
kendaraan yang sebenarnya Jumlah total beban lajur ldquoDrdquo yang bekerja tergantung
pada lebar lajur kendaraan jembatan Beban lajur D terdiri dari beban terbagi rata
(BTR) yang digabung dengan beban garis (BGT)
Beban Terbagi Rata (BTR)
Beban terbagi rata mempunyai intensitas q (KPa) dimana besarnya q tergantung
pada panjang total yang dibebani L seperti berikut
L le 30 m q = 90 kPa (2)
L gt 30 m q = 90 ( 05 15
L ) kPa (3)
Dengan pengertian
q = intensitas beban terbagi rata (BTR) dalam arah memanjang jembatan
Beban Garis Terpusat (BGT)
Beban garis dengan intensitas p kNm harus ditempatkan tegak lurus terhadap
arah lalu lintas pada jembatan Besarnya intensitas p adalah 490 kNm
B Beban Truk ldquoTrdquo
Pembebanan truk ldquoTrdquo merupakan kendaraan berat dengan jumlah 3 as Berat
dari masing-masing as disebarkan menjadi 2 beban merata sama besar yang
merupakan bidang kontak antara roda dengan permukaan lantai yang dimaksud
agar mewakili pengaruh roda kendaraan berat Terlepas dari panjang jembatan
atau susunan bentang hanya ada satu kendaraan truk ldquoTrdquo yang bisa ditempatkan
pada satu lajur lalu lintas rencana Kendaraan truk ldquoTrdquo harus ditempatkan
ditengah-tengah lajur lalu lintas rencana
8
3 Beban Angin
Tabel 2 Faktor Beban Akibat Beban Angin
Keadaan Batas
Lokasi
sampai 5 km dari pantai
(mdetik)
gt 5 km dari pantai
(mdetik)
Daya Layan 30 25
Ultimit 35 30
Faktor beban tersebut tidak berlaku untuk jembatan besar atau penting
seperti yang ditentukan oleh instansi yang berwenang Jembatan-jembatan
demikian harus diselidiki secara khusus akibat pengaruh beban angin termasuk
respons dinamis jembatan Gaya nominal ultimit dan daya layan jembatan akibat
pengaruh angin TEW tergantung kecepatan angin rencana seperti berikut
TE = 00006 Cw w 2Ab [kN] (4)
Keterangan
w kecepatan angin rencana (ms) untuk keadaan batas yang ditinjau
koefisien seret
luas koefisien bagian samping jembatan (m2)
Tabel 3 Koefisien Seret
Tipe Jembatan
Bangunan atas massif
bd = 10
bd = 20
bd ge 60
Bangunan atas rangka
21
15
125
12 Keterangan
b lebar keseluruhan jembatan dihitung dari sisi luar sandaran
d tinggi bangunan atas termasuk tinggi bagian sandaran yang masif
Harga antara dari bd bias diinterpolasi linier
Apabila bangunan atas mempunyai superelevasi harus dinaikkan sebesar 3
untuk setiap superelevasinya dengan kenaikan maksimum 25
4 Beban Gempa
Standar perencanaan ketahanan gempa untuk jembatan diatur dalam SNI
28332008 Standar tersebut membahas analisis dinamis dan digunakan untuk
merencanakan struktur jembatan tahan gempa sehingga kerusakan terjadi
setempat dan mudah diperbaiki struktur tidak runtuh dan dapat dimanfaatkan
kembali Analisis dinamis diperlukan sebagai verifikasi bila kinerja struktur
terhadap gempa tidak diwakili sepenuhnya oleh prosedur perhitungan statis dan
semi dinamis Cara spektral moda tunggal dan majemuk dengan atau tanpa
pengaruh interaksi tanah merupakan perhitungan semi-dinamis Analisis dinamis
dengan cara riwayat waktu sering menggunakan rekaman akselerasi gempa dari
luar sehingga perlu disesuaikan dengan akselerasi puncak (Peak Ground
Acceleration) untuk wilayah gempa yang ditinjau Pilihan prosedur analisis gempa
9
tergantung pada tipe jembatan besarnya koefisien akselerasi gempa dan tingkat
kecermatan
Perencanaan suatu struktur tahan gempa perlu mempertimbangkan faktor
percepatan puncak (PGA) respon spektra percepatan di batuan dasar untuk
perioda pendek 02 detik (Ss) dan untuk perioda 10 detik (S1) Ketiga nilai
tersebut dapat diperoleh menggunakan peta Hazard gempa Indonesia 2010
Penentuan kelas situs tanah (klasifikasi site) merupakan tahapan awal dalam
perencanaan beban gempa dengan terlebih dahulu mencari nilai N
N = Σi=1 tim
Σi=1
tiNi
frasl
m (5)
Kelas situs tanah dapat ditentukan berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia
2010 menggunakan tabel berikut
Tabel 4 Penentuan Kelas Situs Tanah
Kelas Situs (mdetik) Su(kPa)
SA (Batuan Keras) gt 1500 NA NA
SB (Batuan) 750-1500 NA NA
SC (Tanah Keras) 350-750 gt 50 gt 100
SD (Tanah Sedang) 175-350 15-50 50-100
SE (Tanah Lunak) lt 175 lt 15 lt 50
Setiap profil tanah yang mengandung lebih dari 3m tanah dengan karakteristik
sebagai berikut
1 Indeks plastisitas PI gt 20
2 Kadar air w ge 40 dan
3 Kadar geser niralir Su lt 25 kPa
SF (Tanah Khusus) Setiap profil lapisan tanah yang memiliki salah satu atau
lebih dari karakteristik berikut
1 Rawan dan berpotensi gagal atau runtuh akibat beban gempa seperti mudah
likuifaksi lempung sangat sensitif tanah tersegmentasi rendah
2 Lempung sangat organik atau gambut (ketebalan H gt 3 m)
3 Lempung berplastisitas sangat tinggi (ketebalan H gt 75 m dengan PI gt 75)
4 Lapisan lempung lunakmedium kaku (ketebalan H gt 35 m dengan Su lt 50 kPa
Keterangan NA = tidak dapat dipakai
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
Selanjutnya akselerasi respons spektra puncak dapat dihitung dengan
persamaan
SMS = Fa Ss (6)
SM1 = Fv S1 (7)
Keterangan
SMS = akselerasi respons spektra puncak pada periode pendek
SM1 = akselerasi respons spektra puncak pada periode 1 detik
Ss = nilai spektra percepatan untuk periode pendek 02 detik di batuan dasar
S1 = nilai spektra percepatan untuk periode 10 detik di batuan dasar
Fa = koefisien periode pendek
Fv = koefisien periode 1 detik
Nilai koefisien dan dapat ditentukan menggunakan Tabel 4 dan 5 Nilai
Ss dan S1 diperoleh dari Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
10
Tabel 5 Nilai Koefisien Fa
Ss
Klasifikasi
Site SS le 025 SS = 05 SS = 075 SS = 10 SS ge 125
SA 08 08 08 08 08
SB 10 10 10 10 10
SC 12 12 11 10 10
SD 16 14 12 11 10
SE 25 17 12 09 09
SF SS
Tabel 6 Nilai Koefisien Fv
S1
Klasifikasi
Site S1 le 01 S1 = 02 S1 = 03 S1 = 04 S1 ge 05
SA 08 08 08 08 08
SB 10 10 10 10 10
SC 17 16 15 14 13
SD 24 20 18 16 15
SE 35 32 28 24 24
SF SS
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
Desain parameter akselerasi spektra dihitung menggunakan persamaan
SDS =
SMS (8)
SD1 =
SM1 (9)
Faktor
diperoleh dari hasil konversi dari gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
Pembuatan respon spektrum menggunakan persamaan berikut
Sa = SDS 04 06 T
To) untuk (10)
Sa = SDS untuk (11)
Sa = SD1
T untuk (12)
Sa = SD1TL
T2 untuk (13)
Nilai dan dihitung menggunakan persamaan
T0 = 02 SD1
SDS (14)
TS = SD1
SDS (15)
dimana TL = waktu transisi periode panjang
Sa = akselerasi spektra
SDS = desain parameter akselerasi respon spektra periode pendek
SD1 = desain parameter akselerasi respon spektra periode 1 detik
SMS = akselerasi respon spektra puncak periode pendek
SM1 = akselerasi respon spektra puncak periode 1 detik
Berdasarkan nilai Sa dan T dapat dibuat grafik respon spektrum seperti berikut
11
Gambar 4 Desain Respon Spektrum
Sumber ASCE 07-2010
Gambar 5 Peta Respon Spektra Percepatan 02 Detik (SS) di Batuan Dasar (SB)
untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun
Gambar 6 Peta Respon Spektra Percepatan 10 Detik (S1) di Batuan Dasar (SB)
untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
12
Desain dan Perhitungan Balok
Rumus-rumus yang digunakan pada analisis struktur balok mengacu pada RSNI
T-02-2005 dan RSNI T-12-2004
1 Tulangan lentur balok
Tegangan analitis batas baja prategang fps (untuk perhitungan kekuatan
batas nominal penampang beton prategang) harus diambil tidak melebihi fpy
Jika tidak tersedia perhitungan yang lebih tepat dan tegangan efektif pada
tendon fpe tidak kurang dari 05 fpu tegangan analitis batas baja prategang fps
dalam tendon yang terlekat penuh dapat diambil sebesar
fps= fpu (1- p
β1[ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) (16)
Jika pengaruh tulangan tekan diperhitungkan pada saat menghitung fps dengan
persamaan (16) maka nilai [ρp
fpu
fc
d
dp ω - ω ] harus diambil tidak kurang dari
017 dan nilai drsquo tidak lebih dari 015
Keterangan
p = faktor yang memperhitungkan jenis tendon prategang dengan nilai
055 untuk fpy
fpu ge 080
040 untuk fpy
fpu ge 085
028 untuk fpy
fpu ge 090
β1 = faktor tinggi blok tegangan tekan persegi ekuivalen beban dimana
β1 = 085 untuk fc le 30 MPa
β1 = 085 ndash 0008 (fc - 30) untuk fc ge 30 MPa (17)
Perencanaan momen lentur harus didasarkan pada
Mu le Mn (18)
Nilai Mn dihitung dengan persamaan
Mn = 08 Apsfps (d -a
2 ) As fy (d -
a
2 )+ (19)
Jarak antar tulangan dihitung menggunakan persamaan
Apsfps As fy = 085 fc ab (20)
2 Tulangan Geser Balok
Perencanaan tulangan geser harus didasarkan pada
u le n (21)
Dimana nilai adalah kuat geser nominal yang dihitung menggunakan
persamaan
n= c s (22)
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton pada struktur yang dibebani geser
dan lentur saja dapat dihitung menggunakan persamaan sebagai berikut
13
c= (radicf c
6) bwd (23)
Kuat geser yang disumbangkan oleh tulangan geser untuk tulangan geser yang
tegak lurus terhadap sumbu aksial komponen struktur dapat dihitung
menggunakan persamaan
s= Av fy d
s (24)
Kekuatan lentur dari balok beton bertulang sebagai komponen struktur jembatan
harus direncanakan dengan menggunakan cara ultimit atau cara Perencanaan
berdasarkan Beban dan Kekuatan Terfaktor (PBKT)
3 Kekuatan Puntir Balok
Kekuatan puntir balok harus didasarkan pada
Tu le Tn (25)
Dimana puntir nominal Tn bisa dihitung sebagai penjumlahan dari puntir nominal
yang disumbangkan oleh beton Tc dan puntir nominal yang disumbangkan oleh
tulangan Ts dengan rumus
Tn= Tc Ts (26)
Dimana
Tc= Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
(27)
Ts= fy (Asw
s) 2 Act cot t (28)
Persamaan tersebut digunakan dalam menghitung nilai kekuatan puntir nominal
tulangan dengan nilai t = 45o untuk beton non prategang dan t=375
o untuk
beton prategang
Untuk sengkang tertutup dapat dihitung Asw
sle 02
y1
fyf (29)
Tn=2AoAtfyv
scot (30)
Dengan dapat diambil sebesar 085
Gambar 7 Areal Aoh
14
Tulangan longitudinal tambahan yang diperlukan untuk menahan puntir dapat
dihitung menggunakan persamaan
Al= (At
s) ρ
h
fyv
fyt cot2 (31)
Desain dan Perhitungan Kolom
Pengaruh kelangsingan kolom dapat diabaikan untuk komponen struktur tekan tak
bergoyang apabila dipenuhi klu
r le 34- (12
M1
M2) (32)
Untuk komponen struktur tekan bergoyang pengaruh kelangsingan dapat
diabaikan apabila klu
r le 22 (33)
Beberapa persyaratan tulangan memanjang untuk kolom antara lain memiliki
luas tidak kurang dari 001 Ag dan tidak melebihi 008 Ag kecuali jika jumlah dan
penempatan tulangan mempersulit penempatan dan pemadatan beton pada
sambungan dan persilangan dari bagian-bagian komponen maka batas maksimal
rasio tulangan perlu dikurangi
Rasio tulangan spiral ρs tidak boleh kurang dari
ρs= 045 (
Ag
Ac-1)
f c
fy (34)
Software CSI Bridge
Computers and Structures Inc (CSI) Bridge merupakan salah satu software
yang dikembangkan oleh pihak CSI yang merupakan pelopor dalam
pengembangan software untuk analisis struktur dan gempa Tahap pemodelan
analisis dan desain dari struktur sebuah jembatan telah diintegrasikan dalam
software CSI Bridge untuk menciptakan perangkat komputer engineering yang
mendasar Dengan menggunakan CSI Bridge dapat didesain jembatan beton
maupan baja dengan cepat dan mudah Fitur parametric modeller memungkinkan
pengguna untuk membuat model jembatan sederhana hingga kompleks dan
membuat perubahan secara efisien dalam melakukan kontrol pada desain
(httpwwwcsiamericacomcsibridge)
Software PCA Col
PCAColumn (PCA Col) merupakan software yang dirancang untuk
mendesain dan memeriksa kapasitas penampang beton bertulang terhadap gaya
aksial dan momen lentur Bentuk penampang benton dapat berupa persegi empat
lingkaran hingga tidak beraturan dengan berbagai macam susunan dan pola
tulangan Selain itu efek kelangsingan kolom juga dapat diperhitungkan Dari
program tersebut dapat diperoleh diagram interaksi gaya aksial (P) dan momen
lentur (M) baik dalam sumbu uniaksial maupun biaksial dimana Mx dan My juga
dapat diplot terhadap sumbu biaksial dari kolom dan dinding geser yang tidak
beraturan (httppcacolumnsoftwareinformercom)
15
METODOLOGI
Waktu dan Tempat
Penelitian dilakukan pada bulan Februari ndash Juni 2013 yang diawali dengan
pengumpulan data Data penelitian diperoleh dari Satuan Kerja Pelaksanaan Jalan
Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A Struktur yang ditinjau adalah fly over
P106-P107 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425)
Gambar 8 Denah Lokasi Proyek yang Ditinjau
Proyek pembangunan jalan bebas hambatan Tanjung Priok merupakan
program strategis pemerintah dalam rangka meningkatkan kapasitas jaringan
transportasi kota Jakarta khususnya Jakarta Utara Proyek ini menjadi salah satu
upaya pengembangan Kawasan Strategis Nasional Tanjung Priok sebagai pusat
kegiatan ekspor-impor yang saat ini telah menempati peringkat ke-24 dunia untuk
arus peti kemas Jalan bebas hambatan yang dibangun berfungsi sebagai jalan
pintas untuk meningkatkan akses terhadap pelabuhan dan dalam jangka panjang
juga berfungsi sebagai penghubung ruas tol Jakarta Outer Ring Road (JORR)
dengan Jakarta Inter Urban Toll (JIUT)
Alat dan Bahan
Alat yang digunakan dalam penelitian ini adalah sebagai berikut
1 Komputer Intel CoreTM
Duo Processor T6600
2 Program CSI Bridge Versi 15 dan PCA Col
3 Program Microsoft Office Excel 2010
4 Program Autocad 2010
Bahan penelitian merupakan data sekunder berupa shop drawing Proyek Jalan
Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A yaitu data struktur P106-P107
16
Penggunaan shop drawing dikarenakan belum tersedianya data as built drawing
Data-data yang diperoleh meliputi
1 Denah dan gambar detail struktur fly over P106-P107 yang meliputi layout
fly over dimensi struktur jembatan serta gambar detail tendon dan tulangan
Struktur yang ditinjau memiliki kriteria desain sebagai berikut
a) Slab
Kuat tekan beton ( ) = 30 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic30 MPa = 2574296 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
b) PCU Girder
Kuat tekan beton ( ) = 40 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic40 MPa = 2972541 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Kuat tarik putus ( = 1860 MPa
Kuat leleh baja prategang ( ) = 1670 MPa
c) Pier Head
Kuat tekan beton ( ) = 35 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic40 MPa = 2780557 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Kuat tarik putus ( = 1860 MPa
Kuat leleh baja prategang ( ) = 1670 MPa
d) Pier
Tipe = Y Pier
Kuat tekan beton ( ) = 30 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic30 MPa = 2574296 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Tinggi pier ( ) = 22 m
Lebar pier ( = 35 m
Tebal pier ( ) = 45 m
e) Data soil investigation Bore Log (Lampiran 2)
2 Standar dan peraturan perencanaan sebagai berikut
RSNI T-02-2005 ldquoPembebanan untuk Jembatanrdquo
SNI 2833 2008 ldquoStandar Perencanaan Ketahanan Gempa untuk Jembatanrdquo
RSNI T-12-2004 ldquoPerencanaan Struktur Beton untuk Jembatanrdquo
SNI 03-3847-2002 ldquoTata Cara Perhitungan Struktur Beton untuk Bangunan
Gedungrdquo
17
Tahapan Penelitian
Tahapan penelitian tersaji dalam diagram alir sebagai berikut
Keterangan
1 Data sekunder merupakan shop drawing kontraktor PT Obayashi-Jaya
Konstruksi JO yang digunakan dalam penelitian ini sebagai acuan dalam
pemodelan jembatan
2 Peraturan dan standar perencanaan terkait dengan penelitian ini adalah Standar
Nasional Indonesia Peraturan pembebanan jembatan terdapat dalam RSNI T-
02-2005 Perencanaan ketahanan gempa untuk jembatan terdapat dalam SNI
2833 2008 Perencanaan struktur beton untuk jembatan terdapat dalam RSNI
T-12-2004
Mulai
Pengumpulan Data Penelitian dan Bahan Rujukan
Program CSI Bridge
Pemodelan
Struktur
Input
Pembebanan
Input
Spektrum Gempa
Gaya Dalam
Desain
Ulang
Tulangan
Selesai
Aman
Mu le Mn
u le n
Tu le Tn
Tidak
Ya
Gambar 9 Diagram Alir Penelitian
18
3 Program CSI Bridge digunakan untuk mempermudah dalam menganalisis
gaya dalam (internal force) yang bekerja akibat pembebanan Setelah
dilakukan pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum dapat
diperoleh nilai gaya dalam ultimit Analisis gaya dalam dilakukan dengan
membandingkan gaya dalam ultimit yang terjadi akibat pembebanan dengan
kapasitas nominal struktur fly over yang ditinjau
Pemodelan Struktur
a) Layout fly over
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri
dari 2 ruas jembatan kiri dan kanan dimana panjang 1 bentang (span)
sebesar 3575 m dengan jumlah bentang yang dianalisis sebanyak 3 span
Pendefinisian layout fly over pada program CSI Bridge dapat
menggunakan bridge wizard di menu Home
Gambar 10 Layout Line Struktur Fly Over
b) Material konstruksi dan penampang
Beton dengan = 30 MPa untuk slab dan pier
Beton dengan = 35 MPa untuk pier head
Beton dengan = 40 MPa untuk PCU Girder
Baja tulangan U39 dengan = 390 MPa
Baja tendon dengan fpy=1670 MPa dan fpu= 1860 MPa
19
Input material dilakukan pada menu Home-Bridge Wizard-Materials seperti pada
Gambar 12 berikut Sedangkan pemodelan penampang dilakukan pada menu
Components-Properties-Frame Properties-New-Frame Section Property Type
concrete-Precast U
Gambar 11 Input Material dan Penampang PCU Girder
Pendefinisian jumlah girder jarak antar girder dan tebal slab dilakukan pada
menu Components-Superstructure Deck Sections-New-Precast U Girder
Gambar 12 Penampang Superstruktur Jembatan
20
c) Jenis perletakan adalah tipe sendi-rol yang didefinisikan pada menu Home-
Bridge Wizards-Bearings
Gambar 13 Jenis Perletakan
d) Input pembebanan
Kombinasi pembebanan mengacu pada RSNI T-02-2005 Input
kombinasi pembebanan dilakukan pada menu DesignRating ndash Load
Combination ndash Add New Load Combination ndash Masukkan Load Case Name ndash
Load Case Type ndash Scale Factor ndash OK Contoh kombinasi pembebanan yang
telah diinputkan pada CSI Bridge terlihat pada gambar berikut
Gambar 14 Input Kombinasi Pembebanan
e) Input Respon Spektrum
Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 dibuat respon spektrum untuk
analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
21
CSI Bridge Respon spektrum diinputkan pada menu Loads ndash Functions ndash Respon
Spectrum ndash Add New Function ndash Pilih User ndash Masukkan Damping Ratio 005 ndash
Masukkan nilai Period dan Acceleration (Diperoleh dari hasil perhitungan
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010) ndash OK Pembuatan respon spektrum
gempa secara lebih rinci dijelaskan pada bab pembahasan
Gambar 15 Input Respon Spektrum Wilayah Jakarta
f) Hasil Gaya Dalam
Setelah pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum
struktur dapat dianalisis pada menu Analysis ndash Run Analysis ndash Pilih Load Case
yang ingin dianalisis ndash Run Analysis Hasil gaya dalam dapat ditampilkan pada
menu Home ndash Display ndash Show Bridge Superstructure Forces
Gambar 16 Contoh Momen Akibat Kombinasi Pembebanan
22
HASIL DAN PEMBAHASAN
Model Struktur Jembatan
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri dari 2
ruas jembatan kiri dan kanan dengan panjang total 10725 m Struktur terdiri dari
3 span dimana panjang satu span 3575 m Superstruktur jembatan ruas kiri terdiri
dari 4 girder dan ruas kanan terdiri dari 5 girder dengan tipe PCU dan memiliki
superelevasi sebesar 2 Struktur fly over tersebut ditopang oleh dua kolom cast
in site tipe Y-Pier dengan tinggi 22 m
Gambar 17 Pemodelan Struktur Fly Over
Gambar 19 Tampak Samping Struktur Fly Over
145 m 18 m
L total = 10725 m
Gambar 18 Tampak Depan Struktur Fly Over
23
Input Pembebanan
Pembebanan yang diinputkan pada program CSI Bridge mengacu pada
RSNI T-02-2005 (Tabel 40) mengenai Peraturan Pembebanan untuk Jembatan
dengan ragam kombinasi pada kondisi ultimit (Ultimate Limit States) sebagai
berikut
Tabel 7 Kombinasi Pembebanan
Nama
Kombinasi
Aksi
Permanen Aksi Transien Aksi Khusus
MS MA PS TD TT TB ET EW TTC
EQ-
X
EQ-
Y
ULS-1A 13 2 1 198 198 132
ULS-1B 13 2 1 198 198 132
ULS-1C 13 2 1 198 198 132
ULS-1D 13 2 1 198 198 132
ULS-4A 13 2 1 132 132
ULS-5A 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5B 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5C 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5D 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5E 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5F 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5G 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5H 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5I 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5J 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5K 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5L 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-5M 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5N 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5O 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5P 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-6A 13 2 1 198 198 1
ULS-6B 13 2 1 198 198 1
Keterangan
MS = Berat Sendiri
MA = Beban Mati Tambahan
PS = Pengaruh Prategang
TD = Beban Lajur ldquoDrdquo
TT = Beban Truk ldquoTrdquo
TB = Gaya Rem
ET = Beban Temperatur
EW = Beban Angin
TTC = Beban Tumbukan
EQ-X = Beban gempa dalam arah X
EQ-Y = Beban gempa dalam arah Y
24
Besarnya nilai beban-beban yang terjadi dapat dijabarkan dalam contoh
perhitungan sebagai berikut
1 Berat sendiri
PCU-Girder dan Slab
wc girder = 25 kNm3
wc slab = wc pier = 24 kNm3
Luas (A) girder = A satu girder x jumlah girder = 11915 m2 x 9 = 107235 m
2
A slab = tebal slab x lebar total jembatan = 025 m x (18 m+145 m) = 8125 m2
Berat girder = A girder x panjang total jembatan x wc girder
= 107235 m2 x 10725 m x 25 kNm
3
= 2875238 kN
Berat slab = A slab x panjang total jembatan x wc slab
= 10723 m2 x 10725 m x 24 kNm
3
= 2091375 kN
Pier
A pier segmen 1 = 2 m x 45 m = 9 m2
A pier segmen 2 = 20565 m2
Panjang pier segmen 1 = 7088 m
Panjang pier segmen 2 = 17147 m
Berat pier segmen 1 = A pier x panjang pier x wc pier
= 9 m2 x 7088 m x 24 kNm
3 = 153103 kN
Berat pier segmen 2 = A pier x panjang pier x wc pier
= 20565 m2 x 17147 m x 24 kNm
3
= 8463073 kN
Berat pier = 153103 kN + 8463073 kN = 9994103 kN
Total berat sendiri = Berat girder + slab + pier
= 2875238 kN + 2091375 kN + 9994103 kN
= 5966023 kN
2 Beban Mati Tambahan
Aspal
wc aspal = 22 kNm3
Tebal aspal = 75 cm
Perhitungan beban mati tambahan dengan menggunakan persamaan (1)
dapat dijabarkan sebagai berikut
Berat aspal = wcLA
= 22 kNm3 x 10725 m x (325 m x 0075 m)
= 5751281 kN
Parapet
wc parapet = 24 kNm3
A parapet = 0526 m2
Berat parapet = wcLA
= 24 kNm3 x 10725 m x 0526 m
2
= 1353924 kN
Total beban mati tambahan = berat aspal + parapet
= 5751281 kN + 1353924 kN
= 7105205 kN
25
3 Beban Lajur D
Beban Terbagi Rata (BTR)
Terdiri dari 7 kombinasi arah longitudinal dengan jumlah lajur
jembatan ruas kiri = 4 lajur dan jembatan ruas kanan = 5 lajur
Total kombinasi arah longitudinal
Jembatan Kiri = 7 x 4 = 28 kombinasi
Jembatan Kanan = 7 x 5 = 35 kombinasi
Terdiri dari 3 kombinasi dalam arah transversal dengan jarak dan
intensitas beban sebagai berikut
Jembatan Kiri
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 28 x 3
= 84 kombinasi
Jembatan Kanan
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 35 x 3
= 105 kombinasi
Nilai q dihitung menggunakan persamaan (3) untuk panjang 1 bentang gt 30 m
dimana panjang 1 span fly over = 3575 m
Contoh perhitungan nilai q sebagai berikut
q = 90 (05 15
3575 ) = 828 kPa
Gambar 20 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kiri
Gambar 21 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kanan
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
100 50
Keterangan
Keterangan
100 50
11 m 2 m 1 m 11 m 1 m 2 m 11 m
1375 m 275 m 1375 m 1375 m 1375 m 275 m 1375 m
26
Tabel 8 Kombinasi Beban ldquoDrdquo Arah Longitudinal Jembatan
Nama Span yang Dibebani Total Panjang
q (kNm2)
Kombinasi Span
1
Span
2
Span
3 Dibebani (m)
1 3575 828
2 3575 828
3 3575 828
4 715 639
5 715 639
6
7
715
10725
639
576
BTR diinputkan dalam bentuk beban garis sehingga nilai q (kNm2) dikalikan
lebar lajur yang dibebani (m)
Beban Garis Terpusat (BGT)
BGT diinputkan dalam bentuk beban titik pada program CSI Bridge sehingga nilai
intensitas p dikalikan dengan lebar lajur yang dibebani (m)
Beban garis = intensitas p x lebar lajur
= 49 kNm x 35 m
= 1715 kN
Dalam input BGT pada program digunakan faktor beban dinamis
senilai 14
4 Beban Truk ldquoTrdquo
Kendaraan truk yang digunakan adalah truk dengan berat 50 ton
Gambar 22 Input Beban Truk ldquoTrdquo
5 Gaya Rem
Gaya rem diinputkan sebagai beban titik dengan nilai sebagai berikut
Jembatan Kiri
Gaya rem per pier = nilai q terbesar x lebar lajur x panjang 1 span
jembatan x 5
27
= 9 kN
m2 x 145 m x 3575 m x 5
2 = 11663 kN
Jembatan Kanan
Gaya rem per pier = 9 kN
m2 x 18 m x 3575 m x 5
2 = 14479 kN
6 Pengaruh Temperatur
Gambar 23 Input Pengaruh Temperatur
7 Beban Angin
Diketahui
Cw = 125 (Tabel 3)
Vw = 35 ms (Tabel 2)
Ab = 198413 m2
Dengan menggunakan persamaan (4)
TE = 00006 Cw w 2Ab
= 00006 x 125 x 352 x 198413
= 18229 kN
TEW per pier = 18229 kN
4= 45573 kN
8 Tumbukan
100 kN
1
00
F
x
10o
Gambar 24 Proyeksi Tumbukan pada Pier Terhadap Sumbu X dan Sumbu Y
Fx
Fy
28
Tumbukan pada pier diinputkan sebagai beban titik dengan perhitungan sebagai
berikut
Fx = 100 kN x sin 100
= 17365 kN
Fy = 100 kN x cos 100
= 98481 kN
9 Beban Gempa
Pada penelitian ini analisis gempa dinamis dilakukan menggunakan grafik
respon spektrum Dalam pembuatan respon spektrum terlebih dahulu dilakukan
klasifikasi site (jenis tanah) lokasi yang ditinjau berdasarkan hasil penyelidikan
tanah (bore log) Dari data bore log dapat dihitung nilai rata-rata hasil uji
penetrasi standar (SPT) menggunakan persamaan (5) dengan hasil yang tertera
pada tabel berikut ini
Tabel 9 Perhitungan Nilai
Lapisan Kedalaman NSPT Tebal
(TebalSPT)
0 000 0 000 0000
1 330 2 330 1650
2 524 2 194 0971
3 723 2 198 0992
4 924 2 202 1009
5 1130 2 206 1028
6 1323 2 193 0963
7 1530 5 207 0415
8 1730 6 200 0333
9 1930 4 200 0500
10 2130 9 200 0222
11 2330 19 200 0105
12 2507 50 177 0035
13 2626 50 118 0024
14 2725 50 099 0020
15 2822 50 097 0019
16 2921 50 099 0020
17 3006 50 086 0017
3006 8324 3612
Diperoleh = 3612 dimana Σ Tebal Σ SPTfrasl yang menunjukkan bahwa jenis
tanah wilayah Tanjung Priok termasuk kelas situs E yaitu jenis tanah lunak
(Tabel 4) Selanjutnya dihitung nilai akselerasi respons spektra puncak untuk
periode pendek dan periode 1 detik dan desain akselerasi respon spektra
29
Gambar 25 (a) Peta Percepatan Puncak (PGA) wilayah Jakarta
(b) Peta Respon Spektra 02 detik (Ss) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
(c) Peta Respon Spektra 1 detik (S1) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
PGA (Peak Ground Acceleration) merupakan percepatan maksimum yang
menunjukkan intensitas daripada pergerakan lapisan tanah Berdasarkan Gambar 8
dapat diketahui bahwa wilayah yang ditinjau (Tanjung Priok Jakarta Utara)
memiliki nilai PGA 03 ndash 04 g Pendekatan angka menggunakan skala batas atas
dari nilai yang diketahui sehingga diambil nilai 04 g Wilayah Jakarta terdapat
pada zona dengan nilai respon spektra 02 detik probabilitas terlampaui 2 dalam
50 tahun (Ss) = 07 g dan nilai respon spektra 1 detik probabilitas terlampaui 2
dalam 50 tahun (S1 ) = 03 g Kemudian dengan interpolasi nilai Ss dan S1
menggunakan Tabel 5 amp 6 untuk tanah kelas E diperoleh nilai Fa dan Fv berturut-
turut sebesar 13 dan 28
Akselerasi respons spektra puncak periode pendek (SMS) dapat dihitung
dengan persamaan (6) sehingga SMS = 13 x 07 = 091 Akselerasi respons
spektra puncak periode 1 detik (SM1) dapat dihitung dengan persamaan (7)
sehingga SM1 = 28 x 03 = 084 Selanjutnya desain parameter akselerasi respon
spektra periode pendek dapat dihitung dengan persamaan (8) sehingga SDS =
091 = 07963 dan nilai desain parameter respon spektra periode 1 detik dapat
dihitung dengan persamaan (9) sehingga SD1 =
084 = 07350 Faktor
diperoleh dari konversi penggunaan peta gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
karena struktur yang ditinjau merupakan jembatan khusus dengan umur rencana
100 tahun Nilai Sa dihitung menggunakan persamaan 10-13 yang hasilnya
disajikan pada Tabel 10 Nilai T dan Sa diplot membentuk grafik respon spektrum
untuk analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
CSI Bridge
30
Tabel 10 Akselerasi Spektrum Gempa Wilayah Jakarta
T (det) Sa T (det) Sa
00000 03185 2 03675
01846 07963 21 03500
09231 07963 22 03341
1 07350 23 03196
11 06682 24 03063
12 06125 25 02940
13 05654 26 02827
14 05250 27 02722
15 04900 28 02625
16 04594 29 02534
17 04324 3 02450
18 04083 31 02371
19 03868 32 02297
Gambar 26 Grafik Respon Spektrum Wilayah
Jakarta Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010
Hasil Gaya Dalam (Internal Force)
a) Berat Sendiri
Kontrol perhitungan manual
Diketahui
Ag satu girder = 11915 m2
frsquoc girder = 40 MPa
wc girder = 25 kNm3
Tebal slab = 25 cm
frsquoc slab = 30 MPa
wc slab = 24 kNm3
Perhitungan
q slab = tebal slab x spasi antar girder x wc slab
= 025 m x 3567 m x 24 kNm3
= 21402 kNm
q girder = Ag girder x wc girder
= 11915 m2 x 25 kNm
3
= 29788 kNm
M girder = 1
8 q L2
= 1
8 29788 kN mfrasl 35
2 m
= 456129 kN-m
M slab = 1
8 q L2
= 1
8 21402 kN mfrasl 35
2 m
= 327718 kN-m
M girder + M slab = 456129 + 327718 = 783847 kN-m
31
Perhitungan momen secara manual dibandingkan dengan hasil yang ditampilkan
pada program CSI Bridge
Gambar 27 Hasil Momen Akibat Berat Sendiri pada Jembatan
Jembatan kiri terdapat 4 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 4 = 3135388 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min+M max = 28019386 kN-m + 7949228 kN-m
= 28814308 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
Jembatan kanan terdapat 5 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 5 = 3919235 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min + M max = 3494893 kN-m + 9915171 kN-m
= 35940447 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
b) Ultimate Limit States (ULS)
Kombinasi pembebanan yang menghasilkan gaya dalam maksimum
sepanjang jembatan adalah kombinasi ULS-5I (Tabel 7)
Gambar 28 Hasil Gaya Dalam Akibat Kombinasi Pembebanan ULS 5-I
32
c) Kontrol Lendutan
Lendutan maksimum yang diizinkan adalah L
800 =
35750 mm
800 = 4469 mm
sedangkan lendutan yang terjadi pada fly over dari program CSI Bridge
adalah 213 mm sehingga struktur dikatakan aman
Perhitungan Tendon
Dalam perhitungan tendon dan tulangan digunakan momen maksimal yang
terjadi pada penampang yang ditinjau
Tendon pada girder
Data Tendon
D tendon = 05 inchi = 127 mm = 00127 m
Ast = 987 mm2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Girder
Ag (Ax) = 11915 m2
Iz = 04204 m4
yt = 097 m
yb = 088 m
eb = 058 m
-Menghitung gaya prategang P
M berat sendiri = 801826 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 188156 kN-m
M beban hidup = 510983 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 1500965 kN-m
P2=
MybIz
-σb
1
Ax
ebybIz
P2=
150096 x 088
04204 3000
1
11915
058 x 088
04204 = 1384018 kN
Gambar 29 Deformasi yang Terjadi pada Struktur Akibat Beban Hidup
33
P1= Ast x x f u
= 00000987 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl = 110149 kN
Jumlah tendon yang diperlukan= P2
P1= 1384018 kN
110149 kN=125 tendon
Jumlah tendon eksisting = 110 tendon
Jumlah tendon hasil perhitungan yang melebihi tendon eksisting dapat disebabkan
karena perbedaan penggunaan jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo Perhitungan yang
dilakukan menggunakan semua kemungkinan kombinasi baik dalam arah
longitudinal maupun transversal jembatan (sub bab input pembebanan) Selain itu
dapat juga dikarenakan perbedaan dalam pemodelan panjang girder yang
menyebabkan terjadinya kelebihan momen
Tendon pada pier head
Data Tendon
D tendon = 06 inchi = 1524 mm = 0015 m
Ast = 1387 mm2 = 00001387 m
2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Pier Head
Ag (Ax) = 128765 m2
Iz = 6967 m4
yt = 139 m
yb = 123 m
et pada momen maksimal = 04396 m
et pada penampang kritis = 0702 m
-Menghitung P menggunakan Momen Pada Penampang Kritis (Mcr)
M berat sendiri = 41612388 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 7073499kN-m
M beban hidup = 14947156 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 63633043 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
63633043 x 139
3000
1
12875
0702 x 139
6967 = 40860556 kN
P1= Ast x x f u
= 00001387 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl =154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=
40860556 kN
154789 kN= 264 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
34
Berdasarkan jumlah tendon eksisting yang melebihi tendon yang diperlukan
dapat diasumsikan bahwa pier head tersebut tidak didesain menggunakan momen
pada penampang kritis (Mcr) Pada saat dibebani retak terjadi pada perubahan
geometri atau pada penampang kritis sehingga pada umumnya desain cukup
menggunakan Mcr yang nilainya lebih kecil daripada momen maksimal
-Menghitung P menggunakan Momen Maksimal (Mmax)
M berat sendiri = 57265256 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 8941951kN-m
M beban hidup = 20374506 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 86581713 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
865817123 x 139
6967 3000
1
12875
x 139
6967 = 86320521 kN
P1= 154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=86320521 kN
154789 kN= 558 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
Dengan menggunakan momen maksimum yang terjadi pada pier head hasil
perhitungan jumlah tendon yang diperlukan mendekati jumlah tendon eksisting
sehingga dapat diasumsikan struktur tersebut didesain menggunakan momen
maksimum Penggunaan momen maksimum yang terjadi menyebabkan
penambahan jumlah tendon dalam desain
Jumlah tendon eksisting Jumlah tendon yang diperlukan OK
Perhitungan Tulangan
Slab
-Tulangan Lentur Positif
Momen di lapangan Mu pada slab = 10333 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d = ndash drsquo= 250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
10333
08=12916 kN-m
Faktor tahanan momen = Mnx10
6
bd2 =
12916 x106
1000 x 2102= 2929
35
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2929
085 x 30 = 00079
ρmin
= 25 x 14
fy= 25 x
14
390= 0000897
Digunakan = 00079 sehingga
As= ρ b d = 00079 x 1000 mm x 210 mm = 167983 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 167983 mm2
= 1687 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
-Tulangan Lentur Negatif
Momen di tumpuan Mu pada slab = 9504 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d ndash drsquo=250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
9504
08=1188 kN-m
Faktor tahanan momen Rn=Mnx10
6
bd2 =
1188 x106
1000 x 2102= 2694
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2694
085 x 30 = 00073
ρmin
= 25 x 14
fy=25 x
14
390= 0000897
Digunakan ρ = 00073 sehingga
As= ρ b d = 00073 x 1000 mm x 210 mm =153652 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
36
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 153652 mm2
= 18443 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
- Tulangan Geser
Gaya geser Vu pada slab = 35306 kN
Kuat geser nominal yang disumbangkan oleh slab
c=
(
radicf
rsquoc
6
)
bwd =(radic30
6) 1000 x 210 = 19170289 kN
Vc = 06 x = 11502174 kN
u c tidak dibutuhkan tulangan geser
Girder
-Tulangan Lentur
Mu = 24895989 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 13 mm dengan jumlah 8 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 8 =
1
4 314 13
2 x 8 = 106132 mm2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan
(16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fcrsquo
d
dp ω- ωrsquo ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
10857 mm2
fps = 1860 (1 04
077 [00091
1860
40 2050
1800 (00414 00335 ])
= 18599 MPa
Menghitung lebar efektif Be
Diketahui tebal slab ho = 25 cm
Lebar efektif diambil nilai terkecil dari L
4 =
3575 m
4= 894 m
Jarak antar girder s = 3567 m
12 = 12 x 025 = 3 m Diambil Be = 3 m
Eslab = 2574296 MPa
Egirder = 2972541 MPa
n = Eslab
Egirder
= 2574296 MPa
2972541 MPa= 087
Sehingga Be = n x 3 m = 087 x 3 m = 261 m = 2610 mm
37
h = h girder + h slab = 250 + 1850 = 2100 mm
tebal selimut beton drsquo = 50 mm
d = h ndash drsquo
= 2100 mm ndash 50 mm = 2050 mm
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
Aps fps As fy = 085 fcrsquoab
10857 mm2
x 18599 MPa+106132 mm2 x 390 MPa = 085 x 40 MPa x a x
2610 mm
a = 23223 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16)
dengan nilai = 08 adalah sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d-a
2) As fy (d-
a
2)+
= 08 x 10857 mm2 x 18599 MPa (2050 mm-
23223 mm
2) +
106132 mm2
x 390 MPa (2050 mm-23223 mm
2)
= 31242337 kN-m + 640371 kN-m
= 31882709 kN-m
Mn = 31882709 kN-m gt Mu = 24720615 kN-m (OK memenuhi syarat)
Cara yang telah dijabarkan diatas merupakan cara mendesain kekuatan
lentur balok prategang dengan pendekatan trial and error diameter tulangan dan
jumlah tulangan dalam Nawy (2001) Dengan menggunakan pendekatan tersebut
terlebih dahulu dilakukan pemeriksaan terhadap tulangan eksisting menggunakan
data sekunder Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa kapasitas momen
nominal yang disumbangkan oleh tendon Mn tendon lebih besar daripada
momen ultimit yang terjadi Mu akibat pembebanan sehingga momen cukup
ditahan oleh tendon (tidak dibutuhkan tulangan lentur) Tulangan eksisting yang
digunakan merupakan tulangan susut yang berfungsi mencegah terjadinya retak
pada beton
tulangan susut = 00018 x luas penampang girder Ag
= 00018 x 11915 m2
= 00021447 m
2
Digunakan D-13 sehingga = 21447 mm2
1
4 d
2=
21447 m2
1
4 13
2= 16 lt n eksisting = 40
Menurut SNI 03-2847-2002 tentang Tata Cara Perhitungan Struktur Beton
untuk Bangunan Gedung jumlah tulangan susut dan suhu harus dipasang dengan
jarak tidak lebih dari lima kali tebal plat atau 450 mm Jarak maksimum antara
tulangan susut eksisting = 330 mm (lt 450 mm) sehingga tulangan tersebut dari
segi jumlah dan jarak antar tulangan memenuhi syarat
-Tulangan Geser
Girder di tumpuan
Ag = 2682500 mm2
h = 1850 mm
d = h-drsquo= 1850 mm ndash 50 mm = 1800 mm
bw = 1000 mm
38
Gaya geser di tumpuan = 300256 kN dan gaya aksial = 420053 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 420053
14 x 2682500 mm2 ) (
radic40
6) 1000 mm x 1800 mm
= 2109587 kN
c = 06 x 2109587 kN = 1265752 kN u = n
= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit
yang terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (300256 kN ndash (06 x 2109587 kN))06 = 2894674 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av = 2894674 x 103
390 MPa x 1800 mm
mm
= 515433 mm2
Digunakan D-22 sehingga n= Av
1
4 D2
= mm2
1
4 22
2=136 2 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 7 OK
Girder di lapangan
Ag = 1191500 mm2
h = 1850 mm
tulangan utama dan tulangan geser = D 13
d = h - drsquo- 13 - 05 x 13 = 17805 mm
= 1850 ndash 50 ndash 13 ndash (05 x 13) = 17805 mm
bw = 600 mm
Gaya geser di lapangan =193044 kN dan gaya aksial = 274113 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 274113
14 x 1191500 mm2 ) (
radic40
6) 600 mm x 17805 mm
= 1311133 kN
c= 06 x 1311133 kN = 78668 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang
terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
39
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (193044 kN ndash (06 x 1311133 kN))06 = 1906273 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av= 1906273 kN x 10
3
390 MPa x 17805 mm
150 mm
= 411784 mm2
Digunakan D-13 sehingga n= Av
1
4 D2
= 411784 mm2
1
4 13
2= 3103 4 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 4 OK
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 5215433 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Girder dianggap sebagai penampang berongga dinding tipis sehingga besar
modulus puntir = 2 Ambw dimana adalah girder
Jt = 2 x 1191500 mm2 x 2610 mm
= 6219630000 mm3
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 6219630000 (03 radic )radic1 10 1034
= 190101E+11 N-mm = 19010103 kN-m
Tc = 06 x 19010103 kN-m = 11406062 kN-m
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa nilai lebih besar dari sehingga
beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan torsi)
Pier Head
-Tulangan Lentur
Mu = 93134113 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 19 mm dengan jumlah 32 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 25=
1
4 314 x19
2 x 32 = 906832 mm
2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan (16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
Aps = 79059 mm2
fps = 1860 (1 04
081 [00061
1860
35 2520
1670 (00131 00196 ])
588537 MPa
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
40
Aps fps As fy= 085 fc ab
79059 mm2 x 588537 MPa + 906832mm
2 x 390 MPa = 085 x 35 MPa x a x
4500 mm
a = 373974 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16) dengan nilai
= 08 dapat dijabarkan sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d -a
2) As fy (d -
a
2)+
= 08 x 79059 mm2 x 588537 MPa (2520 mm-
373974 mm
2) +
906832 mm2 x 390 MPa (2520 mm-
373974 mm
2)
= 86842499 kN-m + 66008303 kN-m
= 108290509 kN-m
Mn = 93443330 kN-m gt Mu = 93134113 kN-m (OK memenuhi syarat)
-Tulangan Geser
Ag = 12876500 mm2
h = 2620 mm
d = h - d = 2620 mm ndash 100 mm = 2520 mm
= 4500 mm
Gaya geser u di tumpuan = 2011783 kN dan gaya aksial = 241249 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicf c
6) bwd
= (1 241249 kN
14 x 12876500 mm2 ) (
radic35
6) 4500 mm x 2520 mm
= 1118154 kN
c = 06 x 1118154 kN = 6708924 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa tahanan geser yang disumbangkan
oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang terjadi
sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (2011783 kN ndash 6708924 kN)06 = 1676113 kN
s = Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan
Av= s
fy x d
s
Av= 1676113 kN x 10
3
390 MPa x 2520 mm
125 mm
= 2131808 mm2
Digunakan D-16 sehingga n= Av
1
4 D2
= 2131808 mm2
1
4 16
2=106 11 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 8-D16 dan 2-D25 OK
41
Selisih jumlah tulangan D-16 antara hasil perhitungan dengan eksisting sebanyak
3 tulangan telah ditutupi dengan penggunaan 2 tulangan D-25 pada eksisting
sehingga tulangan tersebut dikatakan memenuhi syarat
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 1617885 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Untuk penampang segiempat masif modulus puntir Jt= 04x2y
Jt = 04 x 45002 mm x 2620 mm
= 21222 x 106 Nmm = 21222 kN-m
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 21222 x 106 Nmm (03 radic35 MPa)radic1
10 x 1034 MPa
35
= 6485 x 1011
N-mm = 648487513 kN-m
Tc= 06 x 648487513 kN-m = 389092507 kN-m
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa nilai Tc lebih besar dari Tu
sehingga beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan
torsi)
Pemeriksaan Kolom
Struktur kolom tidak hanya menerima beban aksial vertikal tetapi juga
momen lentur sehingga analisis kolom diperhitungkan untuk menyangga beban
aksial desak dengan eksentrisitas tertentu (Nasution 2009) Pada penelitian ini
analisis kolom dilakukan menggunakan program PCA Col untuk memeriksa
kapasitas tulangan eksisting terhadap beban yang bekerja pada struktur Beban
aksial dan momen yang diinputkan diperoleh dari program CSI Bridge Analisis
kolom dilakukan pada pier segmen 1 dan pier segmen 2 yang masing-masing
memiliki dimensi dan susunan tulangan yang berbeda
Gambar 30 Pemodelan Pier
Pier Segmen 1
Pier
Segmen 2
42
Pier Segmen 1
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1 dimana
aksial (P) maksimum 4181749 kN yang menghasilkan M33 sebesar 920863 kN-m
dan M22 sebesar 796380 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu M33 maksimum
sebesar 1862805 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar 218102 kN- m dan aksial
(P) sebesar 4326789 kN
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1
Dari data yang telah diinputkan diperoleh diagram interaksi seperti pada
Gambar 30 Terlihat baik pada kombinasi 1 dan 2 beban masih berada di area
tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan bahwa kombinasi pembebanan
mampu ditahan oleh pier sehingga pier dikatakan aman terhadap beban yang
bekerja
Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1
43
Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2
Pier Segmen 2
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1
dimana aksial (P) maksimum 629513 kN yang menghasilkan M33 sebesar
38634 kN-m dan M22 sebesar 74265 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu
M33 maksimum sebesar 248387 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar
73617 kN-m dan aksial (P) sebesar 721377 kN
Berdasarkan data yang inputkan diperoleh diagram interaksi pier untuk pier
segmen 2 sebagai berikut
Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
1
PENDAHULUAN
Dewasa ini peningkatan aktivitas perekonomian secara tidak langsung
semakin menuntut dibutuhkannya jaringan transportasi yang baik guna
memperlancar arus barang dan jasa Pesatnya perkembangan ilmu pengetahuan
dan teknologi juga telah menjadi salah satu faktor pendorong kemajuan di bidang
infrastruktur Dalam jaringan transportasi fungsi jalan dan jembatan sebagai
penghubung sebuah sistem memegang peranan yang sangat penting
Pembangunan Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok merupakan salah satu
contoh pentingnya jaringan jalan dalam sebuah sistem transportasi Struktur jalan
tol yang dibangun memerlukan perencanaan yang matang dari berbagai aspek
agar dapat memenuhi kebutuhan lalu lintas Sebuah jalan tol direncanakan
berdasarkan kebutuhan volume kendaraan yang melintas faktor daya dukung
tanah serta koneksi antar ruas jalan tol lainnya
Perencanaan struktur bangunan saat ini secara umum telah memasukkan
faktor gempa untuk menciptakan suatu struktur yang aman dan terhindar dari
kerusakan-kerusakan fatal akibat gempa Mengingat Indonesia terletak pada zona
tektonik yang sangat aktif ketahanan struktur bangunan terhadap gempa menjadi
sebuah hal yang perlu diperhitungkan Seperti halnya Jepang dan California
Indonesia termasuk dalam wilayah yang sangat rawan bencana gempa bumi Hal
ini dikarenakan tiga lempeng besar dunia dan sembilan lempeng kecil lainnya
saling bertemu di wilayah Indonesia serta membentuk jalur-jalur pertemuan
lempeng yang kompleks Keberadaan interaksi antar lempeng-lempeng tersebut
menempatkan Indonesia sebagai wilayah rawan gempa Dalam 6 tahun terakhir
diantaranya tercatat beberapa bencana gempa besar yang terjadi di wilayah Aceh
Nias Yogya dan Padang yang menyebabkan keruntuhan infrastruktur dan korban
jiwa
Gambar 1 Data Episenter Gempa Utama di Indonesia dan Sekitarnya untuk
Magnituda M ge 5 yang Dikumpulkan dari Berbagai Sumber dalam Rentang
Waktu 1900-2009
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
2
Latar Belakang
Suatu struktur yang dibangun perlu didesain sesuai dengan kriteria standar
perencanaan serta tahan terhadap beban gempa mengingat Indonesia terletak pada
zona tektonik yang aktif Perencanaan struktur tahan gempa sangat penting untuk
menciptakan struktur yang aman dan terhindar dari kerusakan-kerusakan fatal
akibat gempa
Perumusan Masalah
Berdasarkan kriteria standar perencanaan dan peta gempa terbaru perlu
dilakukan analisis terhadap struktur yang ditinjau dengan mengacu pada Peta
Hazard Gempa 2010 Pada penelitian ini dilakukan analisis struktur P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
Analisis dilakukan dengan membandingkan gaya dalam yang terjadi akibat
pembebanan terhadap kapasitas nominal dari struktur tersebut
Tujuan Penelitian
Tujuan dari penelitian ini adalah menganalisis struktur fly over P106-P107
(Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok seksi E2-A
terhadap beban gempa Hasil analisis yang berupa perhitungan jumlah tendon dan
tulangan kemudian dibandingkan dengan kondisi eksisting
Manfaat Penelitian
Manfaat dari penelitian ini adalah dapat mengaplikasikan ilmu pengetahuan
di bidang teknik sipil dan lingkungan
Ruang Lingkup Penelitian
Penelitian ini dilakukan dengan beberapa ruang lingkup sebagai berikut
1 Analisis dilakukan pada struktur P106-P107 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425)
Jenis pembebanan yang termasuk ke dalam analisis adalah berat sendiri
beban mati tambahan beban lalu lintas prategang suhu gaya rem tumbukan
beban angin dan beban gempa
2 Struktur fly over yang ditinjau adalah slab girder pier head dan pier
3 Analisis ketahanan gempa dilakukan dengan mengacu pada Peta Hazard
Gempa Indonesia 2010 menggunakan metode analisis gempa dinamis
4 Pemodelan struktur dan analisis gaya dalam dilakukan menggunakan program
CSI Bridge Versi 15
5 Analisis dilakukan dengan membandingkan jumlah tendon dan tulangan hasil
evaluasi dengan kondisi eksisting
3
TINJAUAN PUSTAKA
Jembatan
Jembatan merupakan salah satu infrastruktur yang berperan penting dalam
kehidupan manusia Jembatan juga menjadi elemen kunci dalam sebuah sistem
transportasi karena merupakan pengontrol kapasitas daripada sistem tersebut baik
dari segi berat maupun volume lalu lintas Berdasarkan bahan konstruksinya
jembatan dapat dibedakan menjadi beberapa macam antara lain jembatan kayu
jembatan beton bertulang jembatan beton prategang jembatan baja dan jembatan
komposit Penggunaan bahan penyusun jembatan tergantung daripada kebutuhan
desain konstruksi (Supriyadi dan Muntohar 2007)
Secara umum struktur suatu jembatan dapat dibagi menjadi 2 bagian yaitu
struktur atas dan struktur bawah Struktur atas (superstructure) merupakan bagian
yang menerima beban langsung yang meliputi berat sendiri beban mati beban
mati tambahan beban lalu-lintas dan beban lingkungan Struktur atas jembatan
umumnya meliputi slab lantai kendaraan girder balok diafragma dan tumpuan
(bearing) Struktur bawah (substructure) jembatan berfungsi memikul seluruh
beban struktur atas dan beban lain yang ditimbulkan oleh lingkungan untuk
disalurkan ke dalam tanah Struktur bawah terdiri dari kolom (pier) pile cap dan
pondasi (Barker and Pucket 2007)
Gambar 2 Contoh Struktur Sebuah Jembatan
Sumber httpenblogunikomacidbridge-structure694
Beton Prategang (Prestressed Concrete)
Beton memiliki kuat tekan yang tinggi namun lemah terhadap kuat tarik
Gaya tarik yang bekerja tersebut dapat menyebabkan retak (crack) dan patah
Beton polos (unreinforced concrete) hanya dapat digunakan pada kasus material
mengalami beban tekan atau pada kondisi tegangan tarik yang sangat rendah
sehingga beton perlu diperkuat dengan tulangan baja yang memiliki kuat tarik
tinggi Pada beton bertulang retak dan defleksi pada dasarnya tidak dapat kembali
apabila komponen struktur tersebut telah mencapai kondisi batas pada saat
mengalami beban kerja Karena rendahnya kapasitas tarik pada beton maka retak
lentur terjadi pada taraf pembebanan yang masih rendah Untuk mengurangi
4
atau mencegah berkembangnya retak tersebut gaya konsentris atau eksentris
diberikan dalam arah longitudinal elemen struktural Gaya ini mencegah
berkembangnya retak dengan cara mengeliminasi atau sangat mengurangi
tegangan tarik di bagian tumpuan dan daerah kritis pada kondisi beban kerja
sehingga dapat meningkatkan kapasitas lentur geser dan torsional penampang
tersebut Gaya longitudinal tersebut merupakan gaya prategang yaitu gaya tekan
yang memberikan prategangan pada penampang di sepanjang bentang suatu
elemen struktural sebelum bekerjanya beban mati dan beban hidup transversal
atau beban hidup horizontal transien (Nawy 2001)
Beton prategang adalah beton bertulang yang diberi tegangan dalam untuk
mengurangi tegangan tarik potensial dalam beton akibat beban kerja Pada beton
bertulang tulangan di dalam komponen struktur tidak memberikan gaya dari
dirinya pada komponen struktur tersebut suatu hal yang berlawanan dengan aksi
baja prategang Baja tendon yang dibutuhkan untuk menghasilkan gaya prategang
di dalam komponen struktur prategang secara aktif memberikan beban awal pada
komponen struktur sehingga memungkinkan terjadinya pemulihan retak dan
defleksi Apabila kuat tarik lentur beton terlampaui komponen struktur prategang
mulai beraksi seperti elemen beton bertulang (Nawy 2001)
Gambar 3 Konsep Perbedaan Beton Bertulang (Reinforced Concrete) dan Beton
Prategang (Prestressed Concrete)
Sumber httpptsindianetdesign_criteriahtml
Pada beton prategang tegangan permanen diberikan di komponen struktur
sebelum seluruh beban mati dan beban hidup bekerja agar tegangan tarik netto
yang ditimbulkan oleh beban-beban tersebut dapat dieliminasi atau sangat
dikurangi Komponen struktur prategang mempunyai tinggi lebih kecil
dibandingkan beton bertulang untuk kondisi bentang dan beban yang sama akibat
eliminasi tegangan tarik netto yang ditimbulkan oleh beban dengan adanya
struktur prategang (Nawy 2001)
Terdapat dua teknik prategang pada beton yaitu pre-tensioning dan post-
tensioning Teknik pre-tensioning adalah pemberian tegangan pada tendon
sebelum beton dicor Teknik ini pada prinsipnya digunakan untuk
5
konstruksi jembatan bentang pendek yang menggunakan balok jembatan standar
Teknik post-tensioning merupakan pemberian tegangan yang dilakukan setelah
beton dicor
Standar Perencanaan Jembatan
Terdapat dua pendekatan dalam perencanaan sebuah struktur jembatan yaitu
rencana tegangan kerja dan rencana keadaan batas (ultimit)
1 Rencana Tegangan Kerja
Pendekatan ini merupakan pendekatan elastis yang digunakan untuk
memperkirakan kekuatan atau stabilitas dengan membatasi tegangan dalam
struktur sampai tegangan izin Tegangan izin tersebut dibuat dengan membuat
beberapa toleransi untuk stabilitas tidak linear dan pengaruh bahan pada
kekuatan struktur terisolasi dengan membagi kekuatan ultimate dengan faktor
keamanan (SF)
Pendekatan menggunakan tegangan kerja memiliki kelemahan yaitu kurangnya
efisiensi dalam mencapai tingkat keamanan yang konsisten bila faktor keamanan
digunakan pada bahan saja
2 Rencana Keadaan Batas (Ultimate)
Pada rencana keadaan batas margin keamanan digunakan lebih merata
pada seluruh struktur melalui penggunaan faktor keamanan parsial Tidak seperti
cara tegangan kerja yang mana faktor keamanan digunakan hanya untuk bahan
dalam rencana keadaan batas faktor keamanan terbagi antara beban dan bahan
faktor reduksi kekuatan x kapasitas nominal ge faktor beban x beban nominal
Rencana keadaan batas lebih rasional dibandingkan pendekatan tegangan kerja
Perencanaan yang dihasilkan oleh penggunaan prinsip keadaan batas akan lebih
ekonomis dan akan menghasilkan jembatan dengan kemampuan kapasitas dan
kekuatan yang merata
Pembebanan Pada Jembatan
Jenis-jenis beban yang perlu diperhitungkan dalam merancang suatu jembatan
menurut RSNI T-02-2005 tentang Standar Pembebanan untuk Jembatan adalah
sebagai berikut
1 Beban Mati (Dead Load)
Berat sendiri dan beban mati tambahan termasuk ke dalam kategori beban mati
A Berat Sendiri
Berat sendiri struktur merupakan semua beban tetap yang berasal dari
berat bangunan dan elemen-elemen struktural lain yang dipikulnya Termasuk
dalam hal ini adalah berat bahan dan bagian jembatan yang merupakan
6
elemen struktural ditambah dengan elemen non struktural yang dianggap tetap
Perhitungan berat sendiri dapat dilakukan menggunakan rumus
(1)
Keterangan
berat komponen persatuan volume (kNm3)
bentang jembatan (m)
luas penampang (m2)
Nilai berat komponen persatuan volume atau berat isi untuk berbagai jenis bahan
telah tercantum pada RSNI T-02-2005
Tabel 1 Berat Jenis untuk Beban Mati (kNm3)
No Bahan BeratSatuan Isi (kNm3) KerapatanMasa (kgm
3)
1 Campuran aluminium 2627 2720
2 Lapisan permukaan beraspal 22 2240
3 Besi tuang 71 7200
4 Timbunan tanah dipadatkan 172 1760
5 Kerikil dipadatkan 188-227 1920-2320
6 Aspal beton 22 2240
7 Beton ringan 1225-196 1250-2000
8 Beton 220-250 2240-2560
9 Beton prategang 250-260 2560-2640
10 Beton bertulang 235-255 2400-2600
11 Timbal 111 11400
12 Lempung lepas 125 1280
13 Batu Pasangan 235 2400
14 Neoprin 113 1150
15 Pasir kering 157-172 1600-1760
16 Pasir basah 180-188 1840-1920
17 Lumpur lunak 172 1760
18 Baja 77 7850
19 Kayu (ringan) 78 800
20 Kayu (keras) 11 1120
21 Air murni 98 1000
22 Air garam 10 1025
23 Besi tempa 755 7680
7
B Beban Mati Tambahan (Superimposed Dead Load)
Beban mati tambahan adalah berat seluruh bahan yang membentuk suatu
beban pada jembatan yang merupakan elemen non struktural dan besarnya dapat
berubah selama umur jembatan Beban mati tambahan dapat berupa utilitas pada
saat pengerjaan jembatan berat pelapisan kembali permukaan jembatan parapet
trotoar lampu jembatan pipa air serta sarana lainnya yang dipikul langsung oleh
jembatan
2 Beban Hidup (Live Load)
Beban hidup terdiri dari semua beban bergerak yang bekerja pada deck
jembatan Beban hidup terdiri dari beban kendaraan kereta maupun beban
pejalan kaki Beban hidup dapat tersebar merata sepanjang deck seperti beban
padatnya lalu lintas dan beban kereta api yang panjang ataupun dapat berupa
beban terpusat seperti beban truk berat tunggal poros dan lokomotif Beban lalu
lintas untuk perencanaan jembatan terdiri atas beban lajur ldquoDrdquo dan beban truk ldquoTrdquo
A Beban Lajur ldquoDrdquo
Beban Lajur ldquoDrdquo bekerja pada seluruh lebar lajur kendaraan dan
menimbulkan pengaruh pada jembatan yang ekuivalen dengan rangkaian
kendaraan yang sebenarnya Jumlah total beban lajur ldquoDrdquo yang bekerja tergantung
pada lebar lajur kendaraan jembatan Beban lajur D terdiri dari beban terbagi rata
(BTR) yang digabung dengan beban garis (BGT)
Beban Terbagi Rata (BTR)
Beban terbagi rata mempunyai intensitas q (KPa) dimana besarnya q tergantung
pada panjang total yang dibebani L seperti berikut
L le 30 m q = 90 kPa (2)
L gt 30 m q = 90 ( 05 15
L ) kPa (3)
Dengan pengertian
q = intensitas beban terbagi rata (BTR) dalam arah memanjang jembatan
Beban Garis Terpusat (BGT)
Beban garis dengan intensitas p kNm harus ditempatkan tegak lurus terhadap
arah lalu lintas pada jembatan Besarnya intensitas p adalah 490 kNm
B Beban Truk ldquoTrdquo
Pembebanan truk ldquoTrdquo merupakan kendaraan berat dengan jumlah 3 as Berat
dari masing-masing as disebarkan menjadi 2 beban merata sama besar yang
merupakan bidang kontak antara roda dengan permukaan lantai yang dimaksud
agar mewakili pengaruh roda kendaraan berat Terlepas dari panjang jembatan
atau susunan bentang hanya ada satu kendaraan truk ldquoTrdquo yang bisa ditempatkan
pada satu lajur lalu lintas rencana Kendaraan truk ldquoTrdquo harus ditempatkan
ditengah-tengah lajur lalu lintas rencana
8
3 Beban Angin
Tabel 2 Faktor Beban Akibat Beban Angin
Keadaan Batas
Lokasi
sampai 5 km dari pantai
(mdetik)
gt 5 km dari pantai
(mdetik)
Daya Layan 30 25
Ultimit 35 30
Faktor beban tersebut tidak berlaku untuk jembatan besar atau penting
seperti yang ditentukan oleh instansi yang berwenang Jembatan-jembatan
demikian harus diselidiki secara khusus akibat pengaruh beban angin termasuk
respons dinamis jembatan Gaya nominal ultimit dan daya layan jembatan akibat
pengaruh angin TEW tergantung kecepatan angin rencana seperti berikut
TE = 00006 Cw w 2Ab [kN] (4)
Keterangan
w kecepatan angin rencana (ms) untuk keadaan batas yang ditinjau
koefisien seret
luas koefisien bagian samping jembatan (m2)
Tabel 3 Koefisien Seret
Tipe Jembatan
Bangunan atas massif
bd = 10
bd = 20
bd ge 60
Bangunan atas rangka
21
15
125
12 Keterangan
b lebar keseluruhan jembatan dihitung dari sisi luar sandaran
d tinggi bangunan atas termasuk tinggi bagian sandaran yang masif
Harga antara dari bd bias diinterpolasi linier
Apabila bangunan atas mempunyai superelevasi harus dinaikkan sebesar 3
untuk setiap superelevasinya dengan kenaikan maksimum 25
4 Beban Gempa
Standar perencanaan ketahanan gempa untuk jembatan diatur dalam SNI
28332008 Standar tersebut membahas analisis dinamis dan digunakan untuk
merencanakan struktur jembatan tahan gempa sehingga kerusakan terjadi
setempat dan mudah diperbaiki struktur tidak runtuh dan dapat dimanfaatkan
kembali Analisis dinamis diperlukan sebagai verifikasi bila kinerja struktur
terhadap gempa tidak diwakili sepenuhnya oleh prosedur perhitungan statis dan
semi dinamis Cara spektral moda tunggal dan majemuk dengan atau tanpa
pengaruh interaksi tanah merupakan perhitungan semi-dinamis Analisis dinamis
dengan cara riwayat waktu sering menggunakan rekaman akselerasi gempa dari
luar sehingga perlu disesuaikan dengan akselerasi puncak (Peak Ground
Acceleration) untuk wilayah gempa yang ditinjau Pilihan prosedur analisis gempa
9
tergantung pada tipe jembatan besarnya koefisien akselerasi gempa dan tingkat
kecermatan
Perencanaan suatu struktur tahan gempa perlu mempertimbangkan faktor
percepatan puncak (PGA) respon spektra percepatan di batuan dasar untuk
perioda pendek 02 detik (Ss) dan untuk perioda 10 detik (S1) Ketiga nilai
tersebut dapat diperoleh menggunakan peta Hazard gempa Indonesia 2010
Penentuan kelas situs tanah (klasifikasi site) merupakan tahapan awal dalam
perencanaan beban gempa dengan terlebih dahulu mencari nilai N
N = Σi=1 tim
Σi=1
tiNi
frasl
m (5)
Kelas situs tanah dapat ditentukan berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia
2010 menggunakan tabel berikut
Tabel 4 Penentuan Kelas Situs Tanah
Kelas Situs (mdetik) Su(kPa)
SA (Batuan Keras) gt 1500 NA NA
SB (Batuan) 750-1500 NA NA
SC (Tanah Keras) 350-750 gt 50 gt 100
SD (Tanah Sedang) 175-350 15-50 50-100
SE (Tanah Lunak) lt 175 lt 15 lt 50
Setiap profil tanah yang mengandung lebih dari 3m tanah dengan karakteristik
sebagai berikut
1 Indeks plastisitas PI gt 20
2 Kadar air w ge 40 dan
3 Kadar geser niralir Su lt 25 kPa
SF (Tanah Khusus) Setiap profil lapisan tanah yang memiliki salah satu atau
lebih dari karakteristik berikut
1 Rawan dan berpotensi gagal atau runtuh akibat beban gempa seperti mudah
likuifaksi lempung sangat sensitif tanah tersegmentasi rendah
2 Lempung sangat organik atau gambut (ketebalan H gt 3 m)
3 Lempung berplastisitas sangat tinggi (ketebalan H gt 75 m dengan PI gt 75)
4 Lapisan lempung lunakmedium kaku (ketebalan H gt 35 m dengan Su lt 50 kPa
Keterangan NA = tidak dapat dipakai
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
Selanjutnya akselerasi respons spektra puncak dapat dihitung dengan
persamaan
SMS = Fa Ss (6)
SM1 = Fv S1 (7)
Keterangan
SMS = akselerasi respons spektra puncak pada periode pendek
SM1 = akselerasi respons spektra puncak pada periode 1 detik
Ss = nilai spektra percepatan untuk periode pendek 02 detik di batuan dasar
S1 = nilai spektra percepatan untuk periode 10 detik di batuan dasar
Fa = koefisien periode pendek
Fv = koefisien periode 1 detik
Nilai koefisien dan dapat ditentukan menggunakan Tabel 4 dan 5 Nilai
Ss dan S1 diperoleh dari Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
10
Tabel 5 Nilai Koefisien Fa
Ss
Klasifikasi
Site SS le 025 SS = 05 SS = 075 SS = 10 SS ge 125
SA 08 08 08 08 08
SB 10 10 10 10 10
SC 12 12 11 10 10
SD 16 14 12 11 10
SE 25 17 12 09 09
SF SS
Tabel 6 Nilai Koefisien Fv
S1
Klasifikasi
Site S1 le 01 S1 = 02 S1 = 03 S1 = 04 S1 ge 05
SA 08 08 08 08 08
SB 10 10 10 10 10
SC 17 16 15 14 13
SD 24 20 18 16 15
SE 35 32 28 24 24
SF SS
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
Desain parameter akselerasi spektra dihitung menggunakan persamaan
SDS =
SMS (8)
SD1 =
SM1 (9)
Faktor
diperoleh dari hasil konversi dari gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
Pembuatan respon spektrum menggunakan persamaan berikut
Sa = SDS 04 06 T
To) untuk (10)
Sa = SDS untuk (11)
Sa = SD1
T untuk (12)
Sa = SD1TL
T2 untuk (13)
Nilai dan dihitung menggunakan persamaan
T0 = 02 SD1
SDS (14)
TS = SD1
SDS (15)
dimana TL = waktu transisi periode panjang
Sa = akselerasi spektra
SDS = desain parameter akselerasi respon spektra periode pendek
SD1 = desain parameter akselerasi respon spektra periode 1 detik
SMS = akselerasi respon spektra puncak periode pendek
SM1 = akselerasi respon spektra puncak periode 1 detik
Berdasarkan nilai Sa dan T dapat dibuat grafik respon spektrum seperti berikut
11
Gambar 4 Desain Respon Spektrum
Sumber ASCE 07-2010
Gambar 5 Peta Respon Spektra Percepatan 02 Detik (SS) di Batuan Dasar (SB)
untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun
Gambar 6 Peta Respon Spektra Percepatan 10 Detik (S1) di Batuan Dasar (SB)
untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
12
Desain dan Perhitungan Balok
Rumus-rumus yang digunakan pada analisis struktur balok mengacu pada RSNI
T-02-2005 dan RSNI T-12-2004
1 Tulangan lentur balok
Tegangan analitis batas baja prategang fps (untuk perhitungan kekuatan
batas nominal penampang beton prategang) harus diambil tidak melebihi fpy
Jika tidak tersedia perhitungan yang lebih tepat dan tegangan efektif pada
tendon fpe tidak kurang dari 05 fpu tegangan analitis batas baja prategang fps
dalam tendon yang terlekat penuh dapat diambil sebesar
fps= fpu (1- p
β1[ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) (16)
Jika pengaruh tulangan tekan diperhitungkan pada saat menghitung fps dengan
persamaan (16) maka nilai [ρp
fpu
fc
d
dp ω - ω ] harus diambil tidak kurang dari
017 dan nilai drsquo tidak lebih dari 015
Keterangan
p = faktor yang memperhitungkan jenis tendon prategang dengan nilai
055 untuk fpy
fpu ge 080
040 untuk fpy
fpu ge 085
028 untuk fpy
fpu ge 090
β1 = faktor tinggi blok tegangan tekan persegi ekuivalen beban dimana
β1 = 085 untuk fc le 30 MPa
β1 = 085 ndash 0008 (fc - 30) untuk fc ge 30 MPa (17)
Perencanaan momen lentur harus didasarkan pada
Mu le Mn (18)
Nilai Mn dihitung dengan persamaan
Mn = 08 Apsfps (d -a
2 ) As fy (d -
a
2 )+ (19)
Jarak antar tulangan dihitung menggunakan persamaan
Apsfps As fy = 085 fc ab (20)
2 Tulangan Geser Balok
Perencanaan tulangan geser harus didasarkan pada
u le n (21)
Dimana nilai adalah kuat geser nominal yang dihitung menggunakan
persamaan
n= c s (22)
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton pada struktur yang dibebani geser
dan lentur saja dapat dihitung menggunakan persamaan sebagai berikut
13
c= (radicf c
6) bwd (23)
Kuat geser yang disumbangkan oleh tulangan geser untuk tulangan geser yang
tegak lurus terhadap sumbu aksial komponen struktur dapat dihitung
menggunakan persamaan
s= Av fy d
s (24)
Kekuatan lentur dari balok beton bertulang sebagai komponen struktur jembatan
harus direncanakan dengan menggunakan cara ultimit atau cara Perencanaan
berdasarkan Beban dan Kekuatan Terfaktor (PBKT)
3 Kekuatan Puntir Balok
Kekuatan puntir balok harus didasarkan pada
Tu le Tn (25)
Dimana puntir nominal Tn bisa dihitung sebagai penjumlahan dari puntir nominal
yang disumbangkan oleh beton Tc dan puntir nominal yang disumbangkan oleh
tulangan Ts dengan rumus
Tn= Tc Ts (26)
Dimana
Tc= Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
(27)
Ts= fy (Asw
s) 2 Act cot t (28)
Persamaan tersebut digunakan dalam menghitung nilai kekuatan puntir nominal
tulangan dengan nilai t = 45o untuk beton non prategang dan t=375
o untuk
beton prategang
Untuk sengkang tertutup dapat dihitung Asw
sle 02
y1
fyf (29)
Tn=2AoAtfyv
scot (30)
Dengan dapat diambil sebesar 085
Gambar 7 Areal Aoh
14
Tulangan longitudinal tambahan yang diperlukan untuk menahan puntir dapat
dihitung menggunakan persamaan
Al= (At
s) ρ
h
fyv
fyt cot2 (31)
Desain dan Perhitungan Kolom
Pengaruh kelangsingan kolom dapat diabaikan untuk komponen struktur tekan tak
bergoyang apabila dipenuhi klu
r le 34- (12
M1
M2) (32)
Untuk komponen struktur tekan bergoyang pengaruh kelangsingan dapat
diabaikan apabila klu
r le 22 (33)
Beberapa persyaratan tulangan memanjang untuk kolom antara lain memiliki
luas tidak kurang dari 001 Ag dan tidak melebihi 008 Ag kecuali jika jumlah dan
penempatan tulangan mempersulit penempatan dan pemadatan beton pada
sambungan dan persilangan dari bagian-bagian komponen maka batas maksimal
rasio tulangan perlu dikurangi
Rasio tulangan spiral ρs tidak boleh kurang dari
ρs= 045 (
Ag
Ac-1)
f c
fy (34)
Software CSI Bridge
Computers and Structures Inc (CSI) Bridge merupakan salah satu software
yang dikembangkan oleh pihak CSI yang merupakan pelopor dalam
pengembangan software untuk analisis struktur dan gempa Tahap pemodelan
analisis dan desain dari struktur sebuah jembatan telah diintegrasikan dalam
software CSI Bridge untuk menciptakan perangkat komputer engineering yang
mendasar Dengan menggunakan CSI Bridge dapat didesain jembatan beton
maupan baja dengan cepat dan mudah Fitur parametric modeller memungkinkan
pengguna untuk membuat model jembatan sederhana hingga kompleks dan
membuat perubahan secara efisien dalam melakukan kontrol pada desain
(httpwwwcsiamericacomcsibridge)
Software PCA Col
PCAColumn (PCA Col) merupakan software yang dirancang untuk
mendesain dan memeriksa kapasitas penampang beton bertulang terhadap gaya
aksial dan momen lentur Bentuk penampang benton dapat berupa persegi empat
lingkaran hingga tidak beraturan dengan berbagai macam susunan dan pola
tulangan Selain itu efek kelangsingan kolom juga dapat diperhitungkan Dari
program tersebut dapat diperoleh diagram interaksi gaya aksial (P) dan momen
lentur (M) baik dalam sumbu uniaksial maupun biaksial dimana Mx dan My juga
dapat diplot terhadap sumbu biaksial dari kolom dan dinding geser yang tidak
beraturan (httppcacolumnsoftwareinformercom)
15
METODOLOGI
Waktu dan Tempat
Penelitian dilakukan pada bulan Februari ndash Juni 2013 yang diawali dengan
pengumpulan data Data penelitian diperoleh dari Satuan Kerja Pelaksanaan Jalan
Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A Struktur yang ditinjau adalah fly over
P106-P107 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425)
Gambar 8 Denah Lokasi Proyek yang Ditinjau
Proyek pembangunan jalan bebas hambatan Tanjung Priok merupakan
program strategis pemerintah dalam rangka meningkatkan kapasitas jaringan
transportasi kota Jakarta khususnya Jakarta Utara Proyek ini menjadi salah satu
upaya pengembangan Kawasan Strategis Nasional Tanjung Priok sebagai pusat
kegiatan ekspor-impor yang saat ini telah menempati peringkat ke-24 dunia untuk
arus peti kemas Jalan bebas hambatan yang dibangun berfungsi sebagai jalan
pintas untuk meningkatkan akses terhadap pelabuhan dan dalam jangka panjang
juga berfungsi sebagai penghubung ruas tol Jakarta Outer Ring Road (JORR)
dengan Jakarta Inter Urban Toll (JIUT)
Alat dan Bahan
Alat yang digunakan dalam penelitian ini adalah sebagai berikut
1 Komputer Intel CoreTM
Duo Processor T6600
2 Program CSI Bridge Versi 15 dan PCA Col
3 Program Microsoft Office Excel 2010
4 Program Autocad 2010
Bahan penelitian merupakan data sekunder berupa shop drawing Proyek Jalan
Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A yaitu data struktur P106-P107
16
Penggunaan shop drawing dikarenakan belum tersedianya data as built drawing
Data-data yang diperoleh meliputi
1 Denah dan gambar detail struktur fly over P106-P107 yang meliputi layout
fly over dimensi struktur jembatan serta gambar detail tendon dan tulangan
Struktur yang ditinjau memiliki kriteria desain sebagai berikut
a) Slab
Kuat tekan beton ( ) = 30 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic30 MPa = 2574296 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
b) PCU Girder
Kuat tekan beton ( ) = 40 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic40 MPa = 2972541 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Kuat tarik putus ( = 1860 MPa
Kuat leleh baja prategang ( ) = 1670 MPa
c) Pier Head
Kuat tekan beton ( ) = 35 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic40 MPa = 2780557 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Kuat tarik putus ( = 1860 MPa
Kuat leleh baja prategang ( ) = 1670 MPa
d) Pier
Tipe = Y Pier
Kuat tekan beton ( ) = 30 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic30 MPa = 2574296 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Tinggi pier ( ) = 22 m
Lebar pier ( = 35 m
Tebal pier ( ) = 45 m
e) Data soil investigation Bore Log (Lampiran 2)
2 Standar dan peraturan perencanaan sebagai berikut
RSNI T-02-2005 ldquoPembebanan untuk Jembatanrdquo
SNI 2833 2008 ldquoStandar Perencanaan Ketahanan Gempa untuk Jembatanrdquo
RSNI T-12-2004 ldquoPerencanaan Struktur Beton untuk Jembatanrdquo
SNI 03-3847-2002 ldquoTata Cara Perhitungan Struktur Beton untuk Bangunan
Gedungrdquo
17
Tahapan Penelitian
Tahapan penelitian tersaji dalam diagram alir sebagai berikut
Keterangan
1 Data sekunder merupakan shop drawing kontraktor PT Obayashi-Jaya
Konstruksi JO yang digunakan dalam penelitian ini sebagai acuan dalam
pemodelan jembatan
2 Peraturan dan standar perencanaan terkait dengan penelitian ini adalah Standar
Nasional Indonesia Peraturan pembebanan jembatan terdapat dalam RSNI T-
02-2005 Perencanaan ketahanan gempa untuk jembatan terdapat dalam SNI
2833 2008 Perencanaan struktur beton untuk jembatan terdapat dalam RSNI
T-12-2004
Mulai
Pengumpulan Data Penelitian dan Bahan Rujukan
Program CSI Bridge
Pemodelan
Struktur
Input
Pembebanan
Input
Spektrum Gempa
Gaya Dalam
Desain
Ulang
Tulangan
Selesai
Aman
Mu le Mn
u le n
Tu le Tn
Tidak
Ya
Gambar 9 Diagram Alir Penelitian
18
3 Program CSI Bridge digunakan untuk mempermudah dalam menganalisis
gaya dalam (internal force) yang bekerja akibat pembebanan Setelah
dilakukan pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum dapat
diperoleh nilai gaya dalam ultimit Analisis gaya dalam dilakukan dengan
membandingkan gaya dalam ultimit yang terjadi akibat pembebanan dengan
kapasitas nominal struktur fly over yang ditinjau
Pemodelan Struktur
a) Layout fly over
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri
dari 2 ruas jembatan kiri dan kanan dimana panjang 1 bentang (span)
sebesar 3575 m dengan jumlah bentang yang dianalisis sebanyak 3 span
Pendefinisian layout fly over pada program CSI Bridge dapat
menggunakan bridge wizard di menu Home
Gambar 10 Layout Line Struktur Fly Over
b) Material konstruksi dan penampang
Beton dengan = 30 MPa untuk slab dan pier
Beton dengan = 35 MPa untuk pier head
Beton dengan = 40 MPa untuk PCU Girder
Baja tulangan U39 dengan = 390 MPa
Baja tendon dengan fpy=1670 MPa dan fpu= 1860 MPa
19
Input material dilakukan pada menu Home-Bridge Wizard-Materials seperti pada
Gambar 12 berikut Sedangkan pemodelan penampang dilakukan pada menu
Components-Properties-Frame Properties-New-Frame Section Property Type
concrete-Precast U
Gambar 11 Input Material dan Penampang PCU Girder
Pendefinisian jumlah girder jarak antar girder dan tebal slab dilakukan pada
menu Components-Superstructure Deck Sections-New-Precast U Girder
Gambar 12 Penampang Superstruktur Jembatan
20
c) Jenis perletakan adalah tipe sendi-rol yang didefinisikan pada menu Home-
Bridge Wizards-Bearings
Gambar 13 Jenis Perletakan
d) Input pembebanan
Kombinasi pembebanan mengacu pada RSNI T-02-2005 Input
kombinasi pembebanan dilakukan pada menu DesignRating ndash Load
Combination ndash Add New Load Combination ndash Masukkan Load Case Name ndash
Load Case Type ndash Scale Factor ndash OK Contoh kombinasi pembebanan yang
telah diinputkan pada CSI Bridge terlihat pada gambar berikut
Gambar 14 Input Kombinasi Pembebanan
e) Input Respon Spektrum
Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 dibuat respon spektrum untuk
analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
21
CSI Bridge Respon spektrum diinputkan pada menu Loads ndash Functions ndash Respon
Spectrum ndash Add New Function ndash Pilih User ndash Masukkan Damping Ratio 005 ndash
Masukkan nilai Period dan Acceleration (Diperoleh dari hasil perhitungan
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010) ndash OK Pembuatan respon spektrum
gempa secara lebih rinci dijelaskan pada bab pembahasan
Gambar 15 Input Respon Spektrum Wilayah Jakarta
f) Hasil Gaya Dalam
Setelah pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum
struktur dapat dianalisis pada menu Analysis ndash Run Analysis ndash Pilih Load Case
yang ingin dianalisis ndash Run Analysis Hasil gaya dalam dapat ditampilkan pada
menu Home ndash Display ndash Show Bridge Superstructure Forces
Gambar 16 Contoh Momen Akibat Kombinasi Pembebanan
22
HASIL DAN PEMBAHASAN
Model Struktur Jembatan
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri dari 2
ruas jembatan kiri dan kanan dengan panjang total 10725 m Struktur terdiri dari
3 span dimana panjang satu span 3575 m Superstruktur jembatan ruas kiri terdiri
dari 4 girder dan ruas kanan terdiri dari 5 girder dengan tipe PCU dan memiliki
superelevasi sebesar 2 Struktur fly over tersebut ditopang oleh dua kolom cast
in site tipe Y-Pier dengan tinggi 22 m
Gambar 17 Pemodelan Struktur Fly Over
Gambar 19 Tampak Samping Struktur Fly Over
145 m 18 m
L total = 10725 m
Gambar 18 Tampak Depan Struktur Fly Over
23
Input Pembebanan
Pembebanan yang diinputkan pada program CSI Bridge mengacu pada
RSNI T-02-2005 (Tabel 40) mengenai Peraturan Pembebanan untuk Jembatan
dengan ragam kombinasi pada kondisi ultimit (Ultimate Limit States) sebagai
berikut
Tabel 7 Kombinasi Pembebanan
Nama
Kombinasi
Aksi
Permanen Aksi Transien Aksi Khusus
MS MA PS TD TT TB ET EW TTC
EQ-
X
EQ-
Y
ULS-1A 13 2 1 198 198 132
ULS-1B 13 2 1 198 198 132
ULS-1C 13 2 1 198 198 132
ULS-1D 13 2 1 198 198 132
ULS-4A 13 2 1 132 132
ULS-5A 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5B 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5C 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5D 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5E 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5F 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5G 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5H 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5I 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5J 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5K 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5L 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-5M 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5N 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5O 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5P 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-6A 13 2 1 198 198 1
ULS-6B 13 2 1 198 198 1
Keterangan
MS = Berat Sendiri
MA = Beban Mati Tambahan
PS = Pengaruh Prategang
TD = Beban Lajur ldquoDrdquo
TT = Beban Truk ldquoTrdquo
TB = Gaya Rem
ET = Beban Temperatur
EW = Beban Angin
TTC = Beban Tumbukan
EQ-X = Beban gempa dalam arah X
EQ-Y = Beban gempa dalam arah Y
24
Besarnya nilai beban-beban yang terjadi dapat dijabarkan dalam contoh
perhitungan sebagai berikut
1 Berat sendiri
PCU-Girder dan Slab
wc girder = 25 kNm3
wc slab = wc pier = 24 kNm3
Luas (A) girder = A satu girder x jumlah girder = 11915 m2 x 9 = 107235 m
2
A slab = tebal slab x lebar total jembatan = 025 m x (18 m+145 m) = 8125 m2
Berat girder = A girder x panjang total jembatan x wc girder
= 107235 m2 x 10725 m x 25 kNm
3
= 2875238 kN
Berat slab = A slab x panjang total jembatan x wc slab
= 10723 m2 x 10725 m x 24 kNm
3
= 2091375 kN
Pier
A pier segmen 1 = 2 m x 45 m = 9 m2
A pier segmen 2 = 20565 m2
Panjang pier segmen 1 = 7088 m
Panjang pier segmen 2 = 17147 m
Berat pier segmen 1 = A pier x panjang pier x wc pier
= 9 m2 x 7088 m x 24 kNm
3 = 153103 kN
Berat pier segmen 2 = A pier x panjang pier x wc pier
= 20565 m2 x 17147 m x 24 kNm
3
= 8463073 kN
Berat pier = 153103 kN + 8463073 kN = 9994103 kN
Total berat sendiri = Berat girder + slab + pier
= 2875238 kN + 2091375 kN + 9994103 kN
= 5966023 kN
2 Beban Mati Tambahan
Aspal
wc aspal = 22 kNm3
Tebal aspal = 75 cm
Perhitungan beban mati tambahan dengan menggunakan persamaan (1)
dapat dijabarkan sebagai berikut
Berat aspal = wcLA
= 22 kNm3 x 10725 m x (325 m x 0075 m)
= 5751281 kN
Parapet
wc parapet = 24 kNm3
A parapet = 0526 m2
Berat parapet = wcLA
= 24 kNm3 x 10725 m x 0526 m
2
= 1353924 kN
Total beban mati tambahan = berat aspal + parapet
= 5751281 kN + 1353924 kN
= 7105205 kN
25
3 Beban Lajur D
Beban Terbagi Rata (BTR)
Terdiri dari 7 kombinasi arah longitudinal dengan jumlah lajur
jembatan ruas kiri = 4 lajur dan jembatan ruas kanan = 5 lajur
Total kombinasi arah longitudinal
Jembatan Kiri = 7 x 4 = 28 kombinasi
Jembatan Kanan = 7 x 5 = 35 kombinasi
Terdiri dari 3 kombinasi dalam arah transversal dengan jarak dan
intensitas beban sebagai berikut
Jembatan Kiri
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 28 x 3
= 84 kombinasi
Jembatan Kanan
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 35 x 3
= 105 kombinasi
Nilai q dihitung menggunakan persamaan (3) untuk panjang 1 bentang gt 30 m
dimana panjang 1 span fly over = 3575 m
Contoh perhitungan nilai q sebagai berikut
q = 90 (05 15
3575 ) = 828 kPa
Gambar 20 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kiri
Gambar 21 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kanan
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
100 50
Keterangan
Keterangan
100 50
11 m 2 m 1 m 11 m 1 m 2 m 11 m
1375 m 275 m 1375 m 1375 m 1375 m 275 m 1375 m
26
Tabel 8 Kombinasi Beban ldquoDrdquo Arah Longitudinal Jembatan
Nama Span yang Dibebani Total Panjang
q (kNm2)
Kombinasi Span
1
Span
2
Span
3 Dibebani (m)
1 3575 828
2 3575 828
3 3575 828
4 715 639
5 715 639
6
7
715
10725
639
576
BTR diinputkan dalam bentuk beban garis sehingga nilai q (kNm2) dikalikan
lebar lajur yang dibebani (m)
Beban Garis Terpusat (BGT)
BGT diinputkan dalam bentuk beban titik pada program CSI Bridge sehingga nilai
intensitas p dikalikan dengan lebar lajur yang dibebani (m)
Beban garis = intensitas p x lebar lajur
= 49 kNm x 35 m
= 1715 kN
Dalam input BGT pada program digunakan faktor beban dinamis
senilai 14
4 Beban Truk ldquoTrdquo
Kendaraan truk yang digunakan adalah truk dengan berat 50 ton
Gambar 22 Input Beban Truk ldquoTrdquo
5 Gaya Rem
Gaya rem diinputkan sebagai beban titik dengan nilai sebagai berikut
Jembatan Kiri
Gaya rem per pier = nilai q terbesar x lebar lajur x panjang 1 span
jembatan x 5
27
= 9 kN
m2 x 145 m x 3575 m x 5
2 = 11663 kN
Jembatan Kanan
Gaya rem per pier = 9 kN
m2 x 18 m x 3575 m x 5
2 = 14479 kN
6 Pengaruh Temperatur
Gambar 23 Input Pengaruh Temperatur
7 Beban Angin
Diketahui
Cw = 125 (Tabel 3)
Vw = 35 ms (Tabel 2)
Ab = 198413 m2
Dengan menggunakan persamaan (4)
TE = 00006 Cw w 2Ab
= 00006 x 125 x 352 x 198413
= 18229 kN
TEW per pier = 18229 kN
4= 45573 kN
8 Tumbukan
100 kN
1
00
F
x
10o
Gambar 24 Proyeksi Tumbukan pada Pier Terhadap Sumbu X dan Sumbu Y
Fx
Fy
28
Tumbukan pada pier diinputkan sebagai beban titik dengan perhitungan sebagai
berikut
Fx = 100 kN x sin 100
= 17365 kN
Fy = 100 kN x cos 100
= 98481 kN
9 Beban Gempa
Pada penelitian ini analisis gempa dinamis dilakukan menggunakan grafik
respon spektrum Dalam pembuatan respon spektrum terlebih dahulu dilakukan
klasifikasi site (jenis tanah) lokasi yang ditinjau berdasarkan hasil penyelidikan
tanah (bore log) Dari data bore log dapat dihitung nilai rata-rata hasil uji
penetrasi standar (SPT) menggunakan persamaan (5) dengan hasil yang tertera
pada tabel berikut ini
Tabel 9 Perhitungan Nilai
Lapisan Kedalaman NSPT Tebal
(TebalSPT)
0 000 0 000 0000
1 330 2 330 1650
2 524 2 194 0971
3 723 2 198 0992
4 924 2 202 1009
5 1130 2 206 1028
6 1323 2 193 0963
7 1530 5 207 0415
8 1730 6 200 0333
9 1930 4 200 0500
10 2130 9 200 0222
11 2330 19 200 0105
12 2507 50 177 0035
13 2626 50 118 0024
14 2725 50 099 0020
15 2822 50 097 0019
16 2921 50 099 0020
17 3006 50 086 0017
3006 8324 3612
Diperoleh = 3612 dimana Σ Tebal Σ SPTfrasl yang menunjukkan bahwa jenis
tanah wilayah Tanjung Priok termasuk kelas situs E yaitu jenis tanah lunak
(Tabel 4) Selanjutnya dihitung nilai akselerasi respons spektra puncak untuk
periode pendek dan periode 1 detik dan desain akselerasi respon spektra
29
Gambar 25 (a) Peta Percepatan Puncak (PGA) wilayah Jakarta
(b) Peta Respon Spektra 02 detik (Ss) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
(c) Peta Respon Spektra 1 detik (S1) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
PGA (Peak Ground Acceleration) merupakan percepatan maksimum yang
menunjukkan intensitas daripada pergerakan lapisan tanah Berdasarkan Gambar 8
dapat diketahui bahwa wilayah yang ditinjau (Tanjung Priok Jakarta Utara)
memiliki nilai PGA 03 ndash 04 g Pendekatan angka menggunakan skala batas atas
dari nilai yang diketahui sehingga diambil nilai 04 g Wilayah Jakarta terdapat
pada zona dengan nilai respon spektra 02 detik probabilitas terlampaui 2 dalam
50 tahun (Ss) = 07 g dan nilai respon spektra 1 detik probabilitas terlampaui 2
dalam 50 tahun (S1 ) = 03 g Kemudian dengan interpolasi nilai Ss dan S1
menggunakan Tabel 5 amp 6 untuk tanah kelas E diperoleh nilai Fa dan Fv berturut-
turut sebesar 13 dan 28
Akselerasi respons spektra puncak periode pendek (SMS) dapat dihitung
dengan persamaan (6) sehingga SMS = 13 x 07 = 091 Akselerasi respons
spektra puncak periode 1 detik (SM1) dapat dihitung dengan persamaan (7)
sehingga SM1 = 28 x 03 = 084 Selanjutnya desain parameter akselerasi respon
spektra periode pendek dapat dihitung dengan persamaan (8) sehingga SDS =
091 = 07963 dan nilai desain parameter respon spektra periode 1 detik dapat
dihitung dengan persamaan (9) sehingga SD1 =
084 = 07350 Faktor
diperoleh dari konversi penggunaan peta gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
karena struktur yang ditinjau merupakan jembatan khusus dengan umur rencana
100 tahun Nilai Sa dihitung menggunakan persamaan 10-13 yang hasilnya
disajikan pada Tabel 10 Nilai T dan Sa diplot membentuk grafik respon spektrum
untuk analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
CSI Bridge
30
Tabel 10 Akselerasi Spektrum Gempa Wilayah Jakarta
T (det) Sa T (det) Sa
00000 03185 2 03675
01846 07963 21 03500
09231 07963 22 03341
1 07350 23 03196
11 06682 24 03063
12 06125 25 02940
13 05654 26 02827
14 05250 27 02722
15 04900 28 02625
16 04594 29 02534
17 04324 3 02450
18 04083 31 02371
19 03868 32 02297
Gambar 26 Grafik Respon Spektrum Wilayah
Jakarta Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010
Hasil Gaya Dalam (Internal Force)
a) Berat Sendiri
Kontrol perhitungan manual
Diketahui
Ag satu girder = 11915 m2
frsquoc girder = 40 MPa
wc girder = 25 kNm3
Tebal slab = 25 cm
frsquoc slab = 30 MPa
wc slab = 24 kNm3
Perhitungan
q slab = tebal slab x spasi antar girder x wc slab
= 025 m x 3567 m x 24 kNm3
= 21402 kNm
q girder = Ag girder x wc girder
= 11915 m2 x 25 kNm
3
= 29788 kNm
M girder = 1
8 q L2
= 1
8 29788 kN mfrasl 35
2 m
= 456129 kN-m
M slab = 1
8 q L2
= 1
8 21402 kN mfrasl 35
2 m
= 327718 kN-m
M girder + M slab = 456129 + 327718 = 783847 kN-m
31
Perhitungan momen secara manual dibandingkan dengan hasil yang ditampilkan
pada program CSI Bridge
Gambar 27 Hasil Momen Akibat Berat Sendiri pada Jembatan
Jembatan kiri terdapat 4 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 4 = 3135388 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min+M max = 28019386 kN-m + 7949228 kN-m
= 28814308 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
Jembatan kanan terdapat 5 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 5 = 3919235 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min + M max = 3494893 kN-m + 9915171 kN-m
= 35940447 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
b) Ultimate Limit States (ULS)
Kombinasi pembebanan yang menghasilkan gaya dalam maksimum
sepanjang jembatan adalah kombinasi ULS-5I (Tabel 7)
Gambar 28 Hasil Gaya Dalam Akibat Kombinasi Pembebanan ULS 5-I
32
c) Kontrol Lendutan
Lendutan maksimum yang diizinkan adalah L
800 =
35750 mm
800 = 4469 mm
sedangkan lendutan yang terjadi pada fly over dari program CSI Bridge
adalah 213 mm sehingga struktur dikatakan aman
Perhitungan Tendon
Dalam perhitungan tendon dan tulangan digunakan momen maksimal yang
terjadi pada penampang yang ditinjau
Tendon pada girder
Data Tendon
D tendon = 05 inchi = 127 mm = 00127 m
Ast = 987 mm2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Girder
Ag (Ax) = 11915 m2
Iz = 04204 m4
yt = 097 m
yb = 088 m
eb = 058 m
-Menghitung gaya prategang P
M berat sendiri = 801826 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 188156 kN-m
M beban hidup = 510983 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 1500965 kN-m
P2=
MybIz
-σb
1
Ax
ebybIz
P2=
150096 x 088
04204 3000
1
11915
058 x 088
04204 = 1384018 kN
Gambar 29 Deformasi yang Terjadi pada Struktur Akibat Beban Hidup
33
P1= Ast x x f u
= 00000987 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl = 110149 kN
Jumlah tendon yang diperlukan= P2
P1= 1384018 kN
110149 kN=125 tendon
Jumlah tendon eksisting = 110 tendon
Jumlah tendon hasil perhitungan yang melebihi tendon eksisting dapat disebabkan
karena perbedaan penggunaan jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo Perhitungan yang
dilakukan menggunakan semua kemungkinan kombinasi baik dalam arah
longitudinal maupun transversal jembatan (sub bab input pembebanan) Selain itu
dapat juga dikarenakan perbedaan dalam pemodelan panjang girder yang
menyebabkan terjadinya kelebihan momen
Tendon pada pier head
Data Tendon
D tendon = 06 inchi = 1524 mm = 0015 m
Ast = 1387 mm2 = 00001387 m
2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Pier Head
Ag (Ax) = 128765 m2
Iz = 6967 m4
yt = 139 m
yb = 123 m
et pada momen maksimal = 04396 m
et pada penampang kritis = 0702 m
-Menghitung P menggunakan Momen Pada Penampang Kritis (Mcr)
M berat sendiri = 41612388 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 7073499kN-m
M beban hidup = 14947156 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 63633043 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
63633043 x 139
3000
1
12875
0702 x 139
6967 = 40860556 kN
P1= Ast x x f u
= 00001387 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl =154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=
40860556 kN
154789 kN= 264 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
34
Berdasarkan jumlah tendon eksisting yang melebihi tendon yang diperlukan
dapat diasumsikan bahwa pier head tersebut tidak didesain menggunakan momen
pada penampang kritis (Mcr) Pada saat dibebani retak terjadi pada perubahan
geometri atau pada penampang kritis sehingga pada umumnya desain cukup
menggunakan Mcr yang nilainya lebih kecil daripada momen maksimal
-Menghitung P menggunakan Momen Maksimal (Mmax)
M berat sendiri = 57265256 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 8941951kN-m
M beban hidup = 20374506 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 86581713 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
865817123 x 139
6967 3000
1
12875
x 139
6967 = 86320521 kN
P1= 154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=86320521 kN
154789 kN= 558 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
Dengan menggunakan momen maksimum yang terjadi pada pier head hasil
perhitungan jumlah tendon yang diperlukan mendekati jumlah tendon eksisting
sehingga dapat diasumsikan struktur tersebut didesain menggunakan momen
maksimum Penggunaan momen maksimum yang terjadi menyebabkan
penambahan jumlah tendon dalam desain
Jumlah tendon eksisting Jumlah tendon yang diperlukan OK
Perhitungan Tulangan
Slab
-Tulangan Lentur Positif
Momen di lapangan Mu pada slab = 10333 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d = ndash drsquo= 250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
10333
08=12916 kN-m
Faktor tahanan momen = Mnx10
6
bd2 =
12916 x106
1000 x 2102= 2929
35
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2929
085 x 30 = 00079
ρmin
= 25 x 14
fy= 25 x
14
390= 0000897
Digunakan = 00079 sehingga
As= ρ b d = 00079 x 1000 mm x 210 mm = 167983 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 167983 mm2
= 1687 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
-Tulangan Lentur Negatif
Momen di tumpuan Mu pada slab = 9504 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d ndash drsquo=250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
9504
08=1188 kN-m
Faktor tahanan momen Rn=Mnx10
6
bd2 =
1188 x106
1000 x 2102= 2694
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2694
085 x 30 = 00073
ρmin
= 25 x 14
fy=25 x
14
390= 0000897
Digunakan ρ = 00073 sehingga
As= ρ b d = 00073 x 1000 mm x 210 mm =153652 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
36
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 153652 mm2
= 18443 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
- Tulangan Geser
Gaya geser Vu pada slab = 35306 kN
Kuat geser nominal yang disumbangkan oleh slab
c=
(
radicf
rsquoc
6
)
bwd =(radic30
6) 1000 x 210 = 19170289 kN
Vc = 06 x = 11502174 kN
u c tidak dibutuhkan tulangan geser
Girder
-Tulangan Lentur
Mu = 24895989 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 13 mm dengan jumlah 8 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 8 =
1
4 314 13
2 x 8 = 106132 mm2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan
(16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fcrsquo
d
dp ω- ωrsquo ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
10857 mm2
fps = 1860 (1 04
077 [00091
1860
40 2050
1800 (00414 00335 ])
= 18599 MPa
Menghitung lebar efektif Be
Diketahui tebal slab ho = 25 cm
Lebar efektif diambil nilai terkecil dari L
4 =
3575 m
4= 894 m
Jarak antar girder s = 3567 m
12 = 12 x 025 = 3 m Diambil Be = 3 m
Eslab = 2574296 MPa
Egirder = 2972541 MPa
n = Eslab
Egirder
= 2574296 MPa
2972541 MPa= 087
Sehingga Be = n x 3 m = 087 x 3 m = 261 m = 2610 mm
37
h = h girder + h slab = 250 + 1850 = 2100 mm
tebal selimut beton drsquo = 50 mm
d = h ndash drsquo
= 2100 mm ndash 50 mm = 2050 mm
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
Aps fps As fy = 085 fcrsquoab
10857 mm2
x 18599 MPa+106132 mm2 x 390 MPa = 085 x 40 MPa x a x
2610 mm
a = 23223 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16)
dengan nilai = 08 adalah sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d-a
2) As fy (d-
a
2)+
= 08 x 10857 mm2 x 18599 MPa (2050 mm-
23223 mm
2) +
106132 mm2
x 390 MPa (2050 mm-23223 mm
2)
= 31242337 kN-m + 640371 kN-m
= 31882709 kN-m
Mn = 31882709 kN-m gt Mu = 24720615 kN-m (OK memenuhi syarat)
Cara yang telah dijabarkan diatas merupakan cara mendesain kekuatan
lentur balok prategang dengan pendekatan trial and error diameter tulangan dan
jumlah tulangan dalam Nawy (2001) Dengan menggunakan pendekatan tersebut
terlebih dahulu dilakukan pemeriksaan terhadap tulangan eksisting menggunakan
data sekunder Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa kapasitas momen
nominal yang disumbangkan oleh tendon Mn tendon lebih besar daripada
momen ultimit yang terjadi Mu akibat pembebanan sehingga momen cukup
ditahan oleh tendon (tidak dibutuhkan tulangan lentur) Tulangan eksisting yang
digunakan merupakan tulangan susut yang berfungsi mencegah terjadinya retak
pada beton
tulangan susut = 00018 x luas penampang girder Ag
= 00018 x 11915 m2
= 00021447 m
2
Digunakan D-13 sehingga = 21447 mm2
1
4 d
2=
21447 m2
1
4 13
2= 16 lt n eksisting = 40
Menurut SNI 03-2847-2002 tentang Tata Cara Perhitungan Struktur Beton
untuk Bangunan Gedung jumlah tulangan susut dan suhu harus dipasang dengan
jarak tidak lebih dari lima kali tebal plat atau 450 mm Jarak maksimum antara
tulangan susut eksisting = 330 mm (lt 450 mm) sehingga tulangan tersebut dari
segi jumlah dan jarak antar tulangan memenuhi syarat
-Tulangan Geser
Girder di tumpuan
Ag = 2682500 mm2
h = 1850 mm
d = h-drsquo= 1850 mm ndash 50 mm = 1800 mm
bw = 1000 mm
38
Gaya geser di tumpuan = 300256 kN dan gaya aksial = 420053 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 420053
14 x 2682500 mm2 ) (
radic40
6) 1000 mm x 1800 mm
= 2109587 kN
c = 06 x 2109587 kN = 1265752 kN u = n
= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit
yang terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (300256 kN ndash (06 x 2109587 kN))06 = 2894674 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av = 2894674 x 103
390 MPa x 1800 mm
mm
= 515433 mm2
Digunakan D-22 sehingga n= Av
1
4 D2
= mm2
1
4 22
2=136 2 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 7 OK
Girder di lapangan
Ag = 1191500 mm2
h = 1850 mm
tulangan utama dan tulangan geser = D 13
d = h - drsquo- 13 - 05 x 13 = 17805 mm
= 1850 ndash 50 ndash 13 ndash (05 x 13) = 17805 mm
bw = 600 mm
Gaya geser di lapangan =193044 kN dan gaya aksial = 274113 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 274113
14 x 1191500 mm2 ) (
radic40
6) 600 mm x 17805 mm
= 1311133 kN
c= 06 x 1311133 kN = 78668 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang
terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
39
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (193044 kN ndash (06 x 1311133 kN))06 = 1906273 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av= 1906273 kN x 10
3
390 MPa x 17805 mm
150 mm
= 411784 mm2
Digunakan D-13 sehingga n= Av
1
4 D2
= 411784 mm2
1
4 13
2= 3103 4 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 4 OK
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 5215433 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Girder dianggap sebagai penampang berongga dinding tipis sehingga besar
modulus puntir = 2 Ambw dimana adalah girder
Jt = 2 x 1191500 mm2 x 2610 mm
= 6219630000 mm3
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 6219630000 (03 radic )radic1 10 1034
= 190101E+11 N-mm = 19010103 kN-m
Tc = 06 x 19010103 kN-m = 11406062 kN-m
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa nilai lebih besar dari sehingga
beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan torsi)
Pier Head
-Tulangan Lentur
Mu = 93134113 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 19 mm dengan jumlah 32 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 25=
1
4 314 x19
2 x 32 = 906832 mm
2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan (16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
Aps = 79059 mm2
fps = 1860 (1 04
081 [00061
1860
35 2520
1670 (00131 00196 ])
588537 MPa
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
40
Aps fps As fy= 085 fc ab
79059 mm2 x 588537 MPa + 906832mm
2 x 390 MPa = 085 x 35 MPa x a x
4500 mm
a = 373974 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16) dengan nilai
= 08 dapat dijabarkan sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d -a
2) As fy (d -
a
2)+
= 08 x 79059 mm2 x 588537 MPa (2520 mm-
373974 mm
2) +
906832 mm2 x 390 MPa (2520 mm-
373974 mm
2)
= 86842499 kN-m + 66008303 kN-m
= 108290509 kN-m
Mn = 93443330 kN-m gt Mu = 93134113 kN-m (OK memenuhi syarat)
-Tulangan Geser
Ag = 12876500 mm2
h = 2620 mm
d = h - d = 2620 mm ndash 100 mm = 2520 mm
= 4500 mm
Gaya geser u di tumpuan = 2011783 kN dan gaya aksial = 241249 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicf c
6) bwd
= (1 241249 kN
14 x 12876500 mm2 ) (
radic35
6) 4500 mm x 2520 mm
= 1118154 kN
c = 06 x 1118154 kN = 6708924 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa tahanan geser yang disumbangkan
oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang terjadi
sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (2011783 kN ndash 6708924 kN)06 = 1676113 kN
s = Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan
Av= s
fy x d
s
Av= 1676113 kN x 10
3
390 MPa x 2520 mm
125 mm
= 2131808 mm2
Digunakan D-16 sehingga n= Av
1
4 D2
= 2131808 mm2
1
4 16
2=106 11 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 8-D16 dan 2-D25 OK
41
Selisih jumlah tulangan D-16 antara hasil perhitungan dengan eksisting sebanyak
3 tulangan telah ditutupi dengan penggunaan 2 tulangan D-25 pada eksisting
sehingga tulangan tersebut dikatakan memenuhi syarat
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 1617885 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Untuk penampang segiempat masif modulus puntir Jt= 04x2y
Jt = 04 x 45002 mm x 2620 mm
= 21222 x 106 Nmm = 21222 kN-m
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 21222 x 106 Nmm (03 radic35 MPa)radic1
10 x 1034 MPa
35
= 6485 x 1011
N-mm = 648487513 kN-m
Tc= 06 x 648487513 kN-m = 389092507 kN-m
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa nilai Tc lebih besar dari Tu
sehingga beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan
torsi)
Pemeriksaan Kolom
Struktur kolom tidak hanya menerima beban aksial vertikal tetapi juga
momen lentur sehingga analisis kolom diperhitungkan untuk menyangga beban
aksial desak dengan eksentrisitas tertentu (Nasution 2009) Pada penelitian ini
analisis kolom dilakukan menggunakan program PCA Col untuk memeriksa
kapasitas tulangan eksisting terhadap beban yang bekerja pada struktur Beban
aksial dan momen yang diinputkan diperoleh dari program CSI Bridge Analisis
kolom dilakukan pada pier segmen 1 dan pier segmen 2 yang masing-masing
memiliki dimensi dan susunan tulangan yang berbeda
Gambar 30 Pemodelan Pier
Pier Segmen 1
Pier
Segmen 2
42
Pier Segmen 1
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1 dimana
aksial (P) maksimum 4181749 kN yang menghasilkan M33 sebesar 920863 kN-m
dan M22 sebesar 796380 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu M33 maksimum
sebesar 1862805 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar 218102 kN- m dan aksial
(P) sebesar 4326789 kN
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1
Dari data yang telah diinputkan diperoleh diagram interaksi seperti pada
Gambar 30 Terlihat baik pada kombinasi 1 dan 2 beban masih berada di area
tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan bahwa kombinasi pembebanan
mampu ditahan oleh pier sehingga pier dikatakan aman terhadap beban yang
bekerja
Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1
43
Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2
Pier Segmen 2
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1
dimana aksial (P) maksimum 629513 kN yang menghasilkan M33 sebesar
38634 kN-m dan M22 sebesar 74265 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu
M33 maksimum sebesar 248387 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar
73617 kN-m dan aksial (P) sebesar 721377 kN
Berdasarkan data yang inputkan diperoleh diagram interaksi pier untuk pier
segmen 2 sebagai berikut
Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
2
Latar Belakang
Suatu struktur yang dibangun perlu didesain sesuai dengan kriteria standar
perencanaan serta tahan terhadap beban gempa mengingat Indonesia terletak pada
zona tektonik yang aktif Perencanaan struktur tahan gempa sangat penting untuk
menciptakan struktur yang aman dan terhindar dari kerusakan-kerusakan fatal
akibat gempa
Perumusan Masalah
Berdasarkan kriteria standar perencanaan dan peta gempa terbaru perlu
dilakukan analisis terhadap struktur yang ditinjau dengan mengacu pada Peta
Hazard Gempa 2010 Pada penelitian ini dilakukan analisis struktur P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
Analisis dilakukan dengan membandingkan gaya dalam yang terjadi akibat
pembebanan terhadap kapasitas nominal dari struktur tersebut
Tujuan Penelitian
Tujuan dari penelitian ini adalah menganalisis struktur fly over P106-P107
(Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok seksi E2-A
terhadap beban gempa Hasil analisis yang berupa perhitungan jumlah tendon dan
tulangan kemudian dibandingkan dengan kondisi eksisting
Manfaat Penelitian
Manfaat dari penelitian ini adalah dapat mengaplikasikan ilmu pengetahuan
di bidang teknik sipil dan lingkungan
Ruang Lingkup Penelitian
Penelitian ini dilakukan dengan beberapa ruang lingkup sebagai berikut
1 Analisis dilakukan pada struktur P106-P107 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425)
Jenis pembebanan yang termasuk ke dalam analisis adalah berat sendiri
beban mati tambahan beban lalu lintas prategang suhu gaya rem tumbukan
beban angin dan beban gempa
2 Struktur fly over yang ditinjau adalah slab girder pier head dan pier
3 Analisis ketahanan gempa dilakukan dengan mengacu pada Peta Hazard
Gempa Indonesia 2010 menggunakan metode analisis gempa dinamis
4 Pemodelan struktur dan analisis gaya dalam dilakukan menggunakan program
CSI Bridge Versi 15
5 Analisis dilakukan dengan membandingkan jumlah tendon dan tulangan hasil
evaluasi dengan kondisi eksisting
3
TINJAUAN PUSTAKA
Jembatan
Jembatan merupakan salah satu infrastruktur yang berperan penting dalam
kehidupan manusia Jembatan juga menjadi elemen kunci dalam sebuah sistem
transportasi karena merupakan pengontrol kapasitas daripada sistem tersebut baik
dari segi berat maupun volume lalu lintas Berdasarkan bahan konstruksinya
jembatan dapat dibedakan menjadi beberapa macam antara lain jembatan kayu
jembatan beton bertulang jembatan beton prategang jembatan baja dan jembatan
komposit Penggunaan bahan penyusun jembatan tergantung daripada kebutuhan
desain konstruksi (Supriyadi dan Muntohar 2007)
Secara umum struktur suatu jembatan dapat dibagi menjadi 2 bagian yaitu
struktur atas dan struktur bawah Struktur atas (superstructure) merupakan bagian
yang menerima beban langsung yang meliputi berat sendiri beban mati beban
mati tambahan beban lalu-lintas dan beban lingkungan Struktur atas jembatan
umumnya meliputi slab lantai kendaraan girder balok diafragma dan tumpuan
(bearing) Struktur bawah (substructure) jembatan berfungsi memikul seluruh
beban struktur atas dan beban lain yang ditimbulkan oleh lingkungan untuk
disalurkan ke dalam tanah Struktur bawah terdiri dari kolom (pier) pile cap dan
pondasi (Barker and Pucket 2007)
Gambar 2 Contoh Struktur Sebuah Jembatan
Sumber httpenblogunikomacidbridge-structure694
Beton Prategang (Prestressed Concrete)
Beton memiliki kuat tekan yang tinggi namun lemah terhadap kuat tarik
Gaya tarik yang bekerja tersebut dapat menyebabkan retak (crack) dan patah
Beton polos (unreinforced concrete) hanya dapat digunakan pada kasus material
mengalami beban tekan atau pada kondisi tegangan tarik yang sangat rendah
sehingga beton perlu diperkuat dengan tulangan baja yang memiliki kuat tarik
tinggi Pada beton bertulang retak dan defleksi pada dasarnya tidak dapat kembali
apabila komponen struktur tersebut telah mencapai kondisi batas pada saat
mengalami beban kerja Karena rendahnya kapasitas tarik pada beton maka retak
lentur terjadi pada taraf pembebanan yang masih rendah Untuk mengurangi
4
atau mencegah berkembangnya retak tersebut gaya konsentris atau eksentris
diberikan dalam arah longitudinal elemen struktural Gaya ini mencegah
berkembangnya retak dengan cara mengeliminasi atau sangat mengurangi
tegangan tarik di bagian tumpuan dan daerah kritis pada kondisi beban kerja
sehingga dapat meningkatkan kapasitas lentur geser dan torsional penampang
tersebut Gaya longitudinal tersebut merupakan gaya prategang yaitu gaya tekan
yang memberikan prategangan pada penampang di sepanjang bentang suatu
elemen struktural sebelum bekerjanya beban mati dan beban hidup transversal
atau beban hidup horizontal transien (Nawy 2001)
Beton prategang adalah beton bertulang yang diberi tegangan dalam untuk
mengurangi tegangan tarik potensial dalam beton akibat beban kerja Pada beton
bertulang tulangan di dalam komponen struktur tidak memberikan gaya dari
dirinya pada komponen struktur tersebut suatu hal yang berlawanan dengan aksi
baja prategang Baja tendon yang dibutuhkan untuk menghasilkan gaya prategang
di dalam komponen struktur prategang secara aktif memberikan beban awal pada
komponen struktur sehingga memungkinkan terjadinya pemulihan retak dan
defleksi Apabila kuat tarik lentur beton terlampaui komponen struktur prategang
mulai beraksi seperti elemen beton bertulang (Nawy 2001)
Gambar 3 Konsep Perbedaan Beton Bertulang (Reinforced Concrete) dan Beton
Prategang (Prestressed Concrete)
Sumber httpptsindianetdesign_criteriahtml
Pada beton prategang tegangan permanen diberikan di komponen struktur
sebelum seluruh beban mati dan beban hidup bekerja agar tegangan tarik netto
yang ditimbulkan oleh beban-beban tersebut dapat dieliminasi atau sangat
dikurangi Komponen struktur prategang mempunyai tinggi lebih kecil
dibandingkan beton bertulang untuk kondisi bentang dan beban yang sama akibat
eliminasi tegangan tarik netto yang ditimbulkan oleh beban dengan adanya
struktur prategang (Nawy 2001)
Terdapat dua teknik prategang pada beton yaitu pre-tensioning dan post-
tensioning Teknik pre-tensioning adalah pemberian tegangan pada tendon
sebelum beton dicor Teknik ini pada prinsipnya digunakan untuk
5
konstruksi jembatan bentang pendek yang menggunakan balok jembatan standar
Teknik post-tensioning merupakan pemberian tegangan yang dilakukan setelah
beton dicor
Standar Perencanaan Jembatan
Terdapat dua pendekatan dalam perencanaan sebuah struktur jembatan yaitu
rencana tegangan kerja dan rencana keadaan batas (ultimit)
1 Rencana Tegangan Kerja
Pendekatan ini merupakan pendekatan elastis yang digunakan untuk
memperkirakan kekuatan atau stabilitas dengan membatasi tegangan dalam
struktur sampai tegangan izin Tegangan izin tersebut dibuat dengan membuat
beberapa toleransi untuk stabilitas tidak linear dan pengaruh bahan pada
kekuatan struktur terisolasi dengan membagi kekuatan ultimate dengan faktor
keamanan (SF)
Pendekatan menggunakan tegangan kerja memiliki kelemahan yaitu kurangnya
efisiensi dalam mencapai tingkat keamanan yang konsisten bila faktor keamanan
digunakan pada bahan saja
2 Rencana Keadaan Batas (Ultimate)
Pada rencana keadaan batas margin keamanan digunakan lebih merata
pada seluruh struktur melalui penggunaan faktor keamanan parsial Tidak seperti
cara tegangan kerja yang mana faktor keamanan digunakan hanya untuk bahan
dalam rencana keadaan batas faktor keamanan terbagi antara beban dan bahan
faktor reduksi kekuatan x kapasitas nominal ge faktor beban x beban nominal
Rencana keadaan batas lebih rasional dibandingkan pendekatan tegangan kerja
Perencanaan yang dihasilkan oleh penggunaan prinsip keadaan batas akan lebih
ekonomis dan akan menghasilkan jembatan dengan kemampuan kapasitas dan
kekuatan yang merata
Pembebanan Pada Jembatan
Jenis-jenis beban yang perlu diperhitungkan dalam merancang suatu jembatan
menurut RSNI T-02-2005 tentang Standar Pembebanan untuk Jembatan adalah
sebagai berikut
1 Beban Mati (Dead Load)
Berat sendiri dan beban mati tambahan termasuk ke dalam kategori beban mati
A Berat Sendiri
Berat sendiri struktur merupakan semua beban tetap yang berasal dari
berat bangunan dan elemen-elemen struktural lain yang dipikulnya Termasuk
dalam hal ini adalah berat bahan dan bagian jembatan yang merupakan
6
elemen struktural ditambah dengan elemen non struktural yang dianggap tetap
Perhitungan berat sendiri dapat dilakukan menggunakan rumus
(1)
Keterangan
berat komponen persatuan volume (kNm3)
bentang jembatan (m)
luas penampang (m2)
Nilai berat komponen persatuan volume atau berat isi untuk berbagai jenis bahan
telah tercantum pada RSNI T-02-2005
Tabel 1 Berat Jenis untuk Beban Mati (kNm3)
No Bahan BeratSatuan Isi (kNm3) KerapatanMasa (kgm
3)
1 Campuran aluminium 2627 2720
2 Lapisan permukaan beraspal 22 2240
3 Besi tuang 71 7200
4 Timbunan tanah dipadatkan 172 1760
5 Kerikil dipadatkan 188-227 1920-2320
6 Aspal beton 22 2240
7 Beton ringan 1225-196 1250-2000
8 Beton 220-250 2240-2560
9 Beton prategang 250-260 2560-2640
10 Beton bertulang 235-255 2400-2600
11 Timbal 111 11400
12 Lempung lepas 125 1280
13 Batu Pasangan 235 2400
14 Neoprin 113 1150
15 Pasir kering 157-172 1600-1760
16 Pasir basah 180-188 1840-1920
17 Lumpur lunak 172 1760
18 Baja 77 7850
19 Kayu (ringan) 78 800
20 Kayu (keras) 11 1120
21 Air murni 98 1000
22 Air garam 10 1025
23 Besi tempa 755 7680
7
B Beban Mati Tambahan (Superimposed Dead Load)
Beban mati tambahan adalah berat seluruh bahan yang membentuk suatu
beban pada jembatan yang merupakan elemen non struktural dan besarnya dapat
berubah selama umur jembatan Beban mati tambahan dapat berupa utilitas pada
saat pengerjaan jembatan berat pelapisan kembali permukaan jembatan parapet
trotoar lampu jembatan pipa air serta sarana lainnya yang dipikul langsung oleh
jembatan
2 Beban Hidup (Live Load)
Beban hidup terdiri dari semua beban bergerak yang bekerja pada deck
jembatan Beban hidup terdiri dari beban kendaraan kereta maupun beban
pejalan kaki Beban hidup dapat tersebar merata sepanjang deck seperti beban
padatnya lalu lintas dan beban kereta api yang panjang ataupun dapat berupa
beban terpusat seperti beban truk berat tunggal poros dan lokomotif Beban lalu
lintas untuk perencanaan jembatan terdiri atas beban lajur ldquoDrdquo dan beban truk ldquoTrdquo
A Beban Lajur ldquoDrdquo
Beban Lajur ldquoDrdquo bekerja pada seluruh lebar lajur kendaraan dan
menimbulkan pengaruh pada jembatan yang ekuivalen dengan rangkaian
kendaraan yang sebenarnya Jumlah total beban lajur ldquoDrdquo yang bekerja tergantung
pada lebar lajur kendaraan jembatan Beban lajur D terdiri dari beban terbagi rata
(BTR) yang digabung dengan beban garis (BGT)
Beban Terbagi Rata (BTR)
Beban terbagi rata mempunyai intensitas q (KPa) dimana besarnya q tergantung
pada panjang total yang dibebani L seperti berikut
L le 30 m q = 90 kPa (2)
L gt 30 m q = 90 ( 05 15
L ) kPa (3)
Dengan pengertian
q = intensitas beban terbagi rata (BTR) dalam arah memanjang jembatan
Beban Garis Terpusat (BGT)
Beban garis dengan intensitas p kNm harus ditempatkan tegak lurus terhadap
arah lalu lintas pada jembatan Besarnya intensitas p adalah 490 kNm
B Beban Truk ldquoTrdquo
Pembebanan truk ldquoTrdquo merupakan kendaraan berat dengan jumlah 3 as Berat
dari masing-masing as disebarkan menjadi 2 beban merata sama besar yang
merupakan bidang kontak antara roda dengan permukaan lantai yang dimaksud
agar mewakili pengaruh roda kendaraan berat Terlepas dari panjang jembatan
atau susunan bentang hanya ada satu kendaraan truk ldquoTrdquo yang bisa ditempatkan
pada satu lajur lalu lintas rencana Kendaraan truk ldquoTrdquo harus ditempatkan
ditengah-tengah lajur lalu lintas rencana
8
3 Beban Angin
Tabel 2 Faktor Beban Akibat Beban Angin
Keadaan Batas
Lokasi
sampai 5 km dari pantai
(mdetik)
gt 5 km dari pantai
(mdetik)
Daya Layan 30 25
Ultimit 35 30
Faktor beban tersebut tidak berlaku untuk jembatan besar atau penting
seperti yang ditentukan oleh instansi yang berwenang Jembatan-jembatan
demikian harus diselidiki secara khusus akibat pengaruh beban angin termasuk
respons dinamis jembatan Gaya nominal ultimit dan daya layan jembatan akibat
pengaruh angin TEW tergantung kecepatan angin rencana seperti berikut
TE = 00006 Cw w 2Ab [kN] (4)
Keterangan
w kecepatan angin rencana (ms) untuk keadaan batas yang ditinjau
koefisien seret
luas koefisien bagian samping jembatan (m2)
Tabel 3 Koefisien Seret
Tipe Jembatan
Bangunan atas massif
bd = 10
bd = 20
bd ge 60
Bangunan atas rangka
21
15
125
12 Keterangan
b lebar keseluruhan jembatan dihitung dari sisi luar sandaran
d tinggi bangunan atas termasuk tinggi bagian sandaran yang masif
Harga antara dari bd bias diinterpolasi linier
Apabila bangunan atas mempunyai superelevasi harus dinaikkan sebesar 3
untuk setiap superelevasinya dengan kenaikan maksimum 25
4 Beban Gempa
Standar perencanaan ketahanan gempa untuk jembatan diatur dalam SNI
28332008 Standar tersebut membahas analisis dinamis dan digunakan untuk
merencanakan struktur jembatan tahan gempa sehingga kerusakan terjadi
setempat dan mudah diperbaiki struktur tidak runtuh dan dapat dimanfaatkan
kembali Analisis dinamis diperlukan sebagai verifikasi bila kinerja struktur
terhadap gempa tidak diwakili sepenuhnya oleh prosedur perhitungan statis dan
semi dinamis Cara spektral moda tunggal dan majemuk dengan atau tanpa
pengaruh interaksi tanah merupakan perhitungan semi-dinamis Analisis dinamis
dengan cara riwayat waktu sering menggunakan rekaman akselerasi gempa dari
luar sehingga perlu disesuaikan dengan akselerasi puncak (Peak Ground
Acceleration) untuk wilayah gempa yang ditinjau Pilihan prosedur analisis gempa
9
tergantung pada tipe jembatan besarnya koefisien akselerasi gempa dan tingkat
kecermatan
Perencanaan suatu struktur tahan gempa perlu mempertimbangkan faktor
percepatan puncak (PGA) respon spektra percepatan di batuan dasar untuk
perioda pendek 02 detik (Ss) dan untuk perioda 10 detik (S1) Ketiga nilai
tersebut dapat diperoleh menggunakan peta Hazard gempa Indonesia 2010
Penentuan kelas situs tanah (klasifikasi site) merupakan tahapan awal dalam
perencanaan beban gempa dengan terlebih dahulu mencari nilai N
N = Σi=1 tim
Σi=1
tiNi
frasl
m (5)
Kelas situs tanah dapat ditentukan berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia
2010 menggunakan tabel berikut
Tabel 4 Penentuan Kelas Situs Tanah
Kelas Situs (mdetik) Su(kPa)
SA (Batuan Keras) gt 1500 NA NA
SB (Batuan) 750-1500 NA NA
SC (Tanah Keras) 350-750 gt 50 gt 100
SD (Tanah Sedang) 175-350 15-50 50-100
SE (Tanah Lunak) lt 175 lt 15 lt 50
Setiap profil tanah yang mengandung lebih dari 3m tanah dengan karakteristik
sebagai berikut
1 Indeks plastisitas PI gt 20
2 Kadar air w ge 40 dan
3 Kadar geser niralir Su lt 25 kPa
SF (Tanah Khusus) Setiap profil lapisan tanah yang memiliki salah satu atau
lebih dari karakteristik berikut
1 Rawan dan berpotensi gagal atau runtuh akibat beban gempa seperti mudah
likuifaksi lempung sangat sensitif tanah tersegmentasi rendah
2 Lempung sangat organik atau gambut (ketebalan H gt 3 m)
3 Lempung berplastisitas sangat tinggi (ketebalan H gt 75 m dengan PI gt 75)
4 Lapisan lempung lunakmedium kaku (ketebalan H gt 35 m dengan Su lt 50 kPa
Keterangan NA = tidak dapat dipakai
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
Selanjutnya akselerasi respons spektra puncak dapat dihitung dengan
persamaan
SMS = Fa Ss (6)
SM1 = Fv S1 (7)
Keterangan
SMS = akselerasi respons spektra puncak pada periode pendek
SM1 = akselerasi respons spektra puncak pada periode 1 detik
Ss = nilai spektra percepatan untuk periode pendek 02 detik di batuan dasar
S1 = nilai spektra percepatan untuk periode 10 detik di batuan dasar
Fa = koefisien periode pendek
Fv = koefisien periode 1 detik
Nilai koefisien dan dapat ditentukan menggunakan Tabel 4 dan 5 Nilai
Ss dan S1 diperoleh dari Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
10
Tabel 5 Nilai Koefisien Fa
Ss
Klasifikasi
Site SS le 025 SS = 05 SS = 075 SS = 10 SS ge 125
SA 08 08 08 08 08
SB 10 10 10 10 10
SC 12 12 11 10 10
SD 16 14 12 11 10
SE 25 17 12 09 09
SF SS
Tabel 6 Nilai Koefisien Fv
S1
Klasifikasi
Site S1 le 01 S1 = 02 S1 = 03 S1 = 04 S1 ge 05
SA 08 08 08 08 08
SB 10 10 10 10 10
SC 17 16 15 14 13
SD 24 20 18 16 15
SE 35 32 28 24 24
SF SS
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
Desain parameter akselerasi spektra dihitung menggunakan persamaan
SDS =
SMS (8)
SD1 =
SM1 (9)
Faktor
diperoleh dari hasil konversi dari gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
Pembuatan respon spektrum menggunakan persamaan berikut
Sa = SDS 04 06 T
To) untuk (10)
Sa = SDS untuk (11)
Sa = SD1
T untuk (12)
Sa = SD1TL
T2 untuk (13)
Nilai dan dihitung menggunakan persamaan
T0 = 02 SD1
SDS (14)
TS = SD1
SDS (15)
dimana TL = waktu transisi periode panjang
Sa = akselerasi spektra
SDS = desain parameter akselerasi respon spektra periode pendek
SD1 = desain parameter akselerasi respon spektra periode 1 detik
SMS = akselerasi respon spektra puncak periode pendek
SM1 = akselerasi respon spektra puncak periode 1 detik
Berdasarkan nilai Sa dan T dapat dibuat grafik respon spektrum seperti berikut
11
Gambar 4 Desain Respon Spektrum
Sumber ASCE 07-2010
Gambar 5 Peta Respon Spektra Percepatan 02 Detik (SS) di Batuan Dasar (SB)
untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun
Gambar 6 Peta Respon Spektra Percepatan 10 Detik (S1) di Batuan Dasar (SB)
untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
12
Desain dan Perhitungan Balok
Rumus-rumus yang digunakan pada analisis struktur balok mengacu pada RSNI
T-02-2005 dan RSNI T-12-2004
1 Tulangan lentur balok
Tegangan analitis batas baja prategang fps (untuk perhitungan kekuatan
batas nominal penampang beton prategang) harus diambil tidak melebihi fpy
Jika tidak tersedia perhitungan yang lebih tepat dan tegangan efektif pada
tendon fpe tidak kurang dari 05 fpu tegangan analitis batas baja prategang fps
dalam tendon yang terlekat penuh dapat diambil sebesar
fps= fpu (1- p
β1[ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) (16)
Jika pengaruh tulangan tekan diperhitungkan pada saat menghitung fps dengan
persamaan (16) maka nilai [ρp
fpu
fc
d
dp ω - ω ] harus diambil tidak kurang dari
017 dan nilai drsquo tidak lebih dari 015
Keterangan
p = faktor yang memperhitungkan jenis tendon prategang dengan nilai
055 untuk fpy
fpu ge 080
040 untuk fpy
fpu ge 085
028 untuk fpy
fpu ge 090
β1 = faktor tinggi blok tegangan tekan persegi ekuivalen beban dimana
β1 = 085 untuk fc le 30 MPa
β1 = 085 ndash 0008 (fc - 30) untuk fc ge 30 MPa (17)
Perencanaan momen lentur harus didasarkan pada
Mu le Mn (18)
Nilai Mn dihitung dengan persamaan
Mn = 08 Apsfps (d -a
2 ) As fy (d -
a
2 )+ (19)
Jarak antar tulangan dihitung menggunakan persamaan
Apsfps As fy = 085 fc ab (20)
2 Tulangan Geser Balok
Perencanaan tulangan geser harus didasarkan pada
u le n (21)
Dimana nilai adalah kuat geser nominal yang dihitung menggunakan
persamaan
n= c s (22)
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton pada struktur yang dibebani geser
dan lentur saja dapat dihitung menggunakan persamaan sebagai berikut
13
c= (radicf c
6) bwd (23)
Kuat geser yang disumbangkan oleh tulangan geser untuk tulangan geser yang
tegak lurus terhadap sumbu aksial komponen struktur dapat dihitung
menggunakan persamaan
s= Av fy d
s (24)
Kekuatan lentur dari balok beton bertulang sebagai komponen struktur jembatan
harus direncanakan dengan menggunakan cara ultimit atau cara Perencanaan
berdasarkan Beban dan Kekuatan Terfaktor (PBKT)
3 Kekuatan Puntir Balok
Kekuatan puntir balok harus didasarkan pada
Tu le Tn (25)
Dimana puntir nominal Tn bisa dihitung sebagai penjumlahan dari puntir nominal
yang disumbangkan oleh beton Tc dan puntir nominal yang disumbangkan oleh
tulangan Ts dengan rumus
Tn= Tc Ts (26)
Dimana
Tc= Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
(27)
Ts= fy (Asw
s) 2 Act cot t (28)
Persamaan tersebut digunakan dalam menghitung nilai kekuatan puntir nominal
tulangan dengan nilai t = 45o untuk beton non prategang dan t=375
o untuk
beton prategang
Untuk sengkang tertutup dapat dihitung Asw
sle 02
y1
fyf (29)
Tn=2AoAtfyv
scot (30)
Dengan dapat diambil sebesar 085
Gambar 7 Areal Aoh
14
Tulangan longitudinal tambahan yang diperlukan untuk menahan puntir dapat
dihitung menggunakan persamaan
Al= (At
s) ρ
h
fyv
fyt cot2 (31)
Desain dan Perhitungan Kolom
Pengaruh kelangsingan kolom dapat diabaikan untuk komponen struktur tekan tak
bergoyang apabila dipenuhi klu
r le 34- (12
M1
M2) (32)
Untuk komponen struktur tekan bergoyang pengaruh kelangsingan dapat
diabaikan apabila klu
r le 22 (33)
Beberapa persyaratan tulangan memanjang untuk kolom antara lain memiliki
luas tidak kurang dari 001 Ag dan tidak melebihi 008 Ag kecuali jika jumlah dan
penempatan tulangan mempersulit penempatan dan pemadatan beton pada
sambungan dan persilangan dari bagian-bagian komponen maka batas maksimal
rasio tulangan perlu dikurangi
Rasio tulangan spiral ρs tidak boleh kurang dari
ρs= 045 (
Ag
Ac-1)
f c
fy (34)
Software CSI Bridge
Computers and Structures Inc (CSI) Bridge merupakan salah satu software
yang dikembangkan oleh pihak CSI yang merupakan pelopor dalam
pengembangan software untuk analisis struktur dan gempa Tahap pemodelan
analisis dan desain dari struktur sebuah jembatan telah diintegrasikan dalam
software CSI Bridge untuk menciptakan perangkat komputer engineering yang
mendasar Dengan menggunakan CSI Bridge dapat didesain jembatan beton
maupan baja dengan cepat dan mudah Fitur parametric modeller memungkinkan
pengguna untuk membuat model jembatan sederhana hingga kompleks dan
membuat perubahan secara efisien dalam melakukan kontrol pada desain
(httpwwwcsiamericacomcsibridge)
Software PCA Col
PCAColumn (PCA Col) merupakan software yang dirancang untuk
mendesain dan memeriksa kapasitas penampang beton bertulang terhadap gaya
aksial dan momen lentur Bentuk penampang benton dapat berupa persegi empat
lingkaran hingga tidak beraturan dengan berbagai macam susunan dan pola
tulangan Selain itu efek kelangsingan kolom juga dapat diperhitungkan Dari
program tersebut dapat diperoleh diagram interaksi gaya aksial (P) dan momen
lentur (M) baik dalam sumbu uniaksial maupun biaksial dimana Mx dan My juga
dapat diplot terhadap sumbu biaksial dari kolom dan dinding geser yang tidak
beraturan (httppcacolumnsoftwareinformercom)
15
METODOLOGI
Waktu dan Tempat
Penelitian dilakukan pada bulan Februari ndash Juni 2013 yang diawali dengan
pengumpulan data Data penelitian diperoleh dari Satuan Kerja Pelaksanaan Jalan
Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A Struktur yang ditinjau adalah fly over
P106-P107 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425)
Gambar 8 Denah Lokasi Proyek yang Ditinjau
Proyek pembangunan jalan bebas hambatan Tanjung Priok merupakan
program strategis pemerintah dalam rangka meningkatkan kapasitas jaringan
transportasi kota Jakarta khususnya Jakarta Utara Proyek ini menjadi salah satu
upaya pengembangan Kawasan Strategis Nasional Tanjung Priok sebagai pusat
kegiatan ekspor-impor yang saat ini telah menempati peringkat ke-24 dunia untuk
arus peti kemas Jalan bebas hambatan yang dibangun berfungsi sebagai jalan
pintas untuk meningkatkan akses terhadap pelabuhan dan dalam jangka panjang
juga berfungsi sebagai penghubung ruas tol Jakarta Outer Ring Road (JORR)
dengan Jakarta Inter Urban Toll (JIUT)
Alat dan Bahan
Alat yang digunakan dalam penelitian ini adalah sebagai berikut
1 Komputer Intel CoreTM
Duo Processor T6600
2 Program CSI Bridge Versi 15 dan PCA Col
3 Program Microsoft Office Excel 2010
4 Program Autocad 2010
Bahan penelitian merupakan data sekunder berupa shop drawing Proyek Jalan
Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A yaitu data struktur P106-P107
16
Penggunaan shop drawing dikarenakan belum tersedianya data as built drawing
Data-data yang diperoleh meliputi
1 Denah dan gambar detail struktur fly over P106-P107 yang meliputi layout
fly over dimensi struktur jembatan serta gambar detail tendon dan tulangan
Struktur yang ditinjau memiliki kriteria desain sebagai berikut
a) Slab
Kuat tekan beton ( ) = 30 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic30 MPa = 2574296 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
b) PCU Girder
Kuat tekan beton ( ) = 40 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic40 MPa = 2972541 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Kuat tarik putus ( = 1860 MPa
Kuat leleh baja prategang ( ) = 1670 MPa
c) Pier Head
Kuat tekan beton ( ) = 35 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic40 MPa = 2780557 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Kuat tarik putus ( = 1860 MPa
Kuat leleh baja prategang ( ) = 1670 MPa
d) Pier
Tipe = Y Pier
Kuat tekan beton ( ) = 30 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic30 MPa = 2574296 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Tinggi pier ( ) = 22 m
Lebar pier ( = 35 m
Tebal pier ( ) = 45 m
e) Data soil investigation Bore Log (Lampiran 2)
2 Standar dan peraturan perencanaan sebagai berikut
RSNI T-02-2005 ldquoPembebanan untuk Jembatanrdquo
SNI 2833 2008 ldquoStandar Perencanaan Ketahanan Gempa untuk Jembatanrdquo
RSNI T-12-2004 ldquoPerencanaan Struktur Beton untuk Jembatanrdquo
SNI 03-3847-2002 ldquoTata Cara Perhitungan Struktur Beton untuk Bangunan
Gedungrdquo
17
Tahapan Penelitian
Tahapan penelitian tersaji dalam diagram alir sebagai berikut
Keterangan
1 Data sekunder merupakan shop drawing kontraktor PT Obayashi-Jaya
Konstruksi JO yang digunakan dalam penelitian ini sebagai acuan dalam
pemodelan jembatan
2 Peraturan dan standar perencanaan terkait dengan penelitian ini adalah Standar
Nasional Indonesia Peraturan pembebanan jembatan terdapat dalam RSNI T-
02-2005 Perencanaan ketahanan gempa untuk jembatan terdapat dalam SNI
2833 2008 Perencanaan struktur beton untuk jembatan terdapat dalam RSNI
T-12-2004
Mulai
Pengumpulan Data Penelitian dan Bahan Rujukan
Program CSI Bridge
Pemodelan
Struktur
Input
Pembebanan
Input
Spektrum Gempa
Gaya Dalam
Desain
Ulang
Tulangan
Selesai
Aman
Mu le Mn
u le n
Tu le Tn
Tidak
Ya
Gambar 9 Diagram Alir Penelitian
18
3 Program CSI Bridge digunakan untuk mempermudah dalam menganalisis
gaya dalam (internal force) yang bekerja akibat pembebanan Setelah
dilakukan pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum dapat
diperoleh nilai gaya dalam ultimit Analisis gaya dalam dilakukan dengan
membandingkan gaya dalam ultimit yang terjadi akibat pembebanan dengan
kapasitas nominal struktur fly over yang ditinjau
Pemodelan Struktur
a) Layout fly over
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri
dari 2 ruas jembatan kiri dan kanan dimana panjang 1 bentang (span)
sebesar 3575 m dengan jumlah bentang yang dianalisis sebanyak 3 span
Pendefinisian layout fly over pada program CSI Bridge dapat
menggunakan bridge wizard di menu Home
Gambar 10 Layout Line Struktur Fly Over
b) Material konstruksi dan penampang
Beton dengan = 30 MPa untuk slab dan pier
Beton dengan = 35 MPa untuk pier head
Beton dengan = 40 MPa untuk PCU Girder
Baja tulangan U39 dengan = 390 MPa
Baja tendon dengan fpy=1670 MPa dan fpu= 1860 MPa
19
Input material dilakukan pada menu Home-Bridge Wizard-Materials seperti pada
Gambar 12 berikut Sedangkan pemodelan penampang dilakukan pada menu
Components-Properties-Frame Properties-New-Frame Section Property Type
concrete-Precast U
Gambar 11 Input Material dan Penampang PCU Girder
Pendefinisian jumlah girder jarak antar girder dan tebal slab dilakukan pada
menu Components-Superstructure Deck Sections-New-Precast U Girder
Gambar 12 Penampang Superstruktur Jembatan
20
c) Jenis perletakan adalah tipe sendi-rol yang didefinisikan pada menu Home-
Bridge Wizards-Bearings
Gambar 13 Jenis Perletakan
d) Input pembebanan
Kombinasi pembebanan mengacu pada RSNI T-02-2005 Input
kombinasi pembebanan dilakukan pada menu DesignRating ndash Load
Combination ndash Add New Load Combination ndash Masukkan Load Case Name ndash
Load Case Type ndash Scale Factor ndash OK Contoh kombinasi pembebanan yang
telah diinputkan pada CSI Bridge terlihat pada gambar berikut
Gambar 14 Input Kombinasi Pembebanan
e) Input Respon Spektrum
Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 dibuat respon spektrum untuk
analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
21
CSI Bridge Respon spektrum diinputkan pada menu Loads ndash Functions ndash Respon
Spectrum ndash Add New Function ndash Pilih User ndash Masukkan Damping Ratio 005 ndash
Masukkan nilai Period dan Acceleration (Diperoleh dari hasil perhitungan
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010) ndash OK Pembuatan respon spektrum
gempa secara lebih rinci dijelaskan pada bab pembahasan
Gambar 15 Input Respon Spektrum Wilayah Jakarta
f) Hasil Gaya Dalam
Setelah pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum
struktur dapat dianalisis pada menu Analysis ndash Run Analysis ndash Pilih Load Case
yang ingin dianalisis ndash Run Analysis Hasil gaya dalam dapat ditampilkan pada
menu Home ndash Display ndash Show Bridge Superstructure Forces
Gambar 16 Contoh Momen Akibat Kombinasi Pembebanan
22
HASIL DAN PEMBAHASAN
Model Struktur Jembatan
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri dari 2
ruas jembatan kiri dan kanan dengan panjang total 10725 m Struktur terdiri dari
3 span dimana panjang satu span 3575 m Superstruktur jembatan ruas kiri terdiri
dari 4 girder dan ruas kanan terdiri dari 5 girder dengan tipe PCU dan memiliki
superelevasi sebesar 2 Struktur fly over tersebut ditopang oleh dua kolom cast
in site tipe Y-Pier dengan tinggi 22 m
Gambar 17 Pemodelan Struktur Fly Over
Gambar 19 Tampak Samping Struktur Fly Over
145 m 18 m
L total = 10725 m
Gambar 18 Tampak Depan Struktur Fly Over
23
Input Pembebanan
Pembebanan yang diinputkan pada program CSI Bridge mengacu pada
RSNI T-02-2005 (Tabel 40) mengenai Peraturan Pembebanan untuk Jembatan
dengan ragam kombinasi pada kondisi ultimit (Ultimate Limit States) sebagai
berikut
Tabel 7 Kombinasi Pembebanan
Nama
Kombinasi
Aksi
Permanen Aksi Transien Aksi Khusus
MS MA PS TD TT TB ET EW TTC
EQ-
X
EQ-
Y
ULS-1A 13 2 1 198 198 132
ULS-1B 13 2 1 198 198 132
ULS-1C 13 2 1 198 198 132
ULS-1D 13 2 1 198 198 132
ULS-4A 13 2 1 132 132
ULS-5A 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5B 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5C 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5D 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5E 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5F 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5G 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5H 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5I 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5J 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5K 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5L 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-5M 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5N 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5O 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5P 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-6A 13 2 1 198 198 1
ULS-6B 13 2 1 198 198 1
Keterangan
MS = Berat Sendiri
MA = Beban Mati Tambahan
PS = Pengaruh Prategang
TD = Beban Lajur ldquoDrdquo
TT = Beban Truk ldquoTrdquo
TB = Gaya Rem
ET = Beban Temperatur
EW = Beban Angin
TTC = Beban Tumbukan
EQ-X = Beban gempa dalam arah X
EQ-Y = Beban gempa dalam arah Y
24
Besarnya nilai beban-beban yang terjadi dapat dijabarkan dalam contoh
perhitungan sebagai berikut
1 Berat sendiri
PCU-Girder dan Slab
wc girder = 25 kNm3
wc slab = wc pier = 24 kNm3
Luas (A) girder = A satu girder x jumlah girder = 11915 m2 x 9 = 107235 m
2
A slab = tebal slab x lebar total jembatan = 025 m x (18 m+145 m) = 8125 m2
Berat girder = A girder x panjang total jembatan x wc girder
= 107235 m2 x 10725 m x 25 kNm
3
= 2875238 kN
Berat slab = A slab x panjang total jembatan x wc slab
= 10723 m2 x 10725 m x 24 kNm
3
= 2091375 kN
Pier
A pier segmen 1 = 2 m x 45 m = 9 m2
A pier segmen 2 = 20565 m2
Panjang pier segmen 1 = 7088 m
Panjang pier segmen 2 = 17147 m
Berat pier segmen 1 = A pier x panjang pier x wc pier
= 9 m2 x 7088 m x 24 kNm
3 = 153103 kN
Berat pier segmen 2 = A pier x panjang pier x wc pier
= 20565 m2 x 17147 m x 24 kNm
3
= 8463073 kN
Berat pier = 153103 kN + 8463073 kN = 9994103 kN
Total berat sendiri = Berat girder + slab + pier
= 2875238 kN + 2091375 kN + 9994103 kN
= 5966023 kN
2 Beban Mati Tambahan
Aspal
wc aspal = 22 kNm3
Tebal aspal = 75 cm
Perhitungan beban mati tambahan dengan menggunakan persamaan (1)
dapat dijabarkan sebagai berikut
Berat aspal = wcLA
= 22 kNm3 x 10725 m x (325 m x 0075 m)
= 5751281 kN
Parapet
wc parapet = 24 kNm3
A parapet = 0526 m2
Berat parapet = wcLA
= 24 kNm3 x 10725 m x 0526 m
2
= 1353924 kN
Total beban mati tambahan = berat aspal + parapet
= 5751281 kN + 1353924 kN
= 7105205 kN
25
3 Beban Lajur D
Beban Terbagi Rata (BTR)
Terdiri dari 7 kombinasi arah longitudinal dengan jumlah lajur
jembatan ruas kiri = 4 lajur dan jembatan ruas kanan = 5 lajur
Total kombinasi arah longitudinal
Jembatan Kiri = 7 x 4 = 28 kombinasi
Jembatan Kanan = 7 x 5 = 35 kombinasi
Terdiri dari 3 kombinasi dalam arah transversal dengan jarak dan
intensitas beban sebagai berikut
Jembatan Kiri
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 28 x 3
= 84 kombinasi
Jembatan Kanan
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 35 x 3
= 105 kombinasi
Nilai q dihitung menggunakan persamaan (3) untuk panjang 1 bentang gt 30 m
dimana panjang 1 span fly over = 3575 m
Contoh perhitungan nilai q sebagai berikut
q = 90 (05 15
3575 ) = 828 kPa
Gambar 20 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kiri
Gambar 21 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kanan
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
100 50
Keterangan
Keterangan
100 50
11 m 2 m 1 m 11 m 1 m 2 m 11 m
1375 m 275 m 1375 m 1375 m 1375 m 275 m 1375 m
26
Tabel 8 Kombinasi Beban ldquoDrdquo Arah Longitudinal Jembatan
Nama Span yang Dibebani Total Panjang
q (kNm2)
Kombinasi Span
1
Span
2
Span
3 Dibebani (m)
1 3575 828
2 3575 828
3 3575 828
4 715 639
5 715 639
6
7
715
10725
639
576
BTR diinputkan dalam bentuk beban garis sehingga nilai q (kNm2) dikalikan
lebar lajur yang dibebani (m)
Beban Garis Terpusat (BGT)
BGT diinputkan dalam bentuk beban titik pada program CSI Bridge sehingga nilai
intensitas p dikalikan dengan lebar lajur yang dibebani (m)
Beban garis = intensitas p x lebar lajur
= 49 kNm x 35 m
= 1715 kN
Dalam input BGT pada program digunakan faktor beban dinamis
senilai 14
4 Beban Truk ldquoTrdquo
Kendaraan truk yang digunakan adalah truk dengan berat 50 ton
Gambar 22 Input Beban Truk ldquoTrdquo
5 Gaya Rem
Gaya rem diinputkan sebagai beban titik dengan nilai sebagai berikut
Jembatan Kiri
Gaya rem per pier = nilai q terbesar x lebar lajur x panjang 1 span
jembatan x 5
27
= 9 kN
m2 x 145 m x 3575 m x 5
2 = 11663 kN
Jembatan Kanan
Gaya rem per pier = 9 kN
m2 x 18 m x 3575 m x 5
2 = 14479 kN
6 Pengaruh Temperatur
Gambar 23 Input Pengaruh Temperatur
7 Beban Angin
Diketahui
Cw = 125 (Tabel 3)
Vw = 35 ms (Tabel 2)
Ab = 198413 m2
Dengan menggunakan persamaan (4)
TE = 00006 Cw w 2Ab
= 00006 x 125 x 352 x 198413
= 18229 kN
TEW per pier = 18229 kN
4= 45573 kN
8 Tumbukan
100 kN
1
00
F
x
10o
Gambar 24 Proyeksi Tumbukan pada Pier Terhadap Sumbu X dan Sumbu Y
Fx
Fy
28
Tumbukan pada pier diinputkan sebagai beban titik dengan perhitungan sebagai
berikut
Fx = 100 kN x sin 100
= 17365 kN
Fy = 100 kN x cos 100
= 98481 kN
9 Beban Gempa
Pada penelitian ini analisis gempa dinamis dilakukan menggunakan grafik
respon spektrum Dalam pembuatan respon spektrum terlebih dahulu dilakukan
klasifikasi site (jenis tanah) lokasi yang ditinjau berdasarkan hasil penyelidikan
tanah (bore log) Dari data bore log dapat dihitung nilai rata-rata hasil uji
penetrasi standar (SPT) menggunakan persamaan (5) dengan hasil yang tertera
pada tabel berikut ini
Tabel 9 Perhitungan Nilai
Lapisan Kedalaman NSPT Tebal
(TebalSPT)
0 000 0 000 0000
1 330 2 330 1650
2 524 2 194 0971
3 723 2 198 0992
4 924 2 202 1009
5 1130 2 206 1028
6 1323 2 193 0963
7 1530 5 207 0415
8 1730 6 200 0333
9 1930 4 200 0500
10 2130 9 200 0222
11 2330 19 200 0105
12 2507 50 177 0035
13 2626 50 118 0024
14 2725 50 099 0020
15 2822 50 097 0019
16 2921 50 099 0020
17 3006 50 086 0017
3006 8324 3612
Diperoleh = 3612 dimana Σ Tebal Σ SPTfrasl yang menunjukkan bahwa jenis
tanah wilayah Tanjung Priok termasuk kelas situs E yaitu jenis tanah lunak
(Tabel 4) Selanjutnya dihitung nilai akselerasi respons spektra puncak untuk
periode pendek dan periode 1 detik dan desain akselerasi respon spektra
29
Gambar 25 (a) Peta Percepatan Puncak (PGA) wilayah Jakarta
(b) Peta Respon Spektra 02 detik (Ss) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
(c) Peta Respon Spektra 1 detik (S1) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
PGA (Peak Ground Acceleration) merupakan percepatan maksimum yang
menunjukkan intensitas daripada pergerakan lapisan tanah Berdasarkan Gambar 8
dapat diketahui bahwa wilayah yang ditinjau (Tanjung Priok Jakarta Utara)
memiliki nilai PGA 03 ndash 04 g Pendekatan angka menggunakan skala batas atas
dari nilai yang diketahui sehingga diambil nilai 04 g Wilayah Jakarta terdapat
pada zona dengan nilai respon spektra 02 detik probabilitas terlampaui 2 dalam
50 tahun (Ss) = 07 g dan nilai respon spektra 1 detik probabilitas terlampaui 2
dalam 50 tahun (S1 ) = 03 g Kemudian dengan interpolasi nilai Ss dan S1
menggunakan Tabel 5 amp 6 untuk tanah kelas E diperoleh nilai Fa dan Fv berturut-
turut sebesar 13 dan 28
Akselerasi respons spektra puncak periode pendek (SMS) dapat dihitung
dengan persamaan (6) sehingga SMS = 13 x 07 = 091 Akselerasi respons
spektra puncak periode 1 detik (SM1) dapat dihitung dengan persamaan (7)
sehingga SM1 = 28 x 03 = 084 Selanjutnya desain parameter akselerasi respon
spektra periode pendek dapat dihitung dengan persamaan (8) sehingga SDS =
091 = 07963 dan nilai desain parameter respon spektra periode 1 detik dapat
dihitung dengan persamaan (9) sehingga SD1 =
084 = 07350 Faktor
diperoleh dari konversi penggunaan peta gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
karena struktur yang ditinjau merupakan jembatan khusus dengan umur rencana
100 tahun Nilai Sa dihitung menggunakan persamaan 10-13 yang hasilnya
disajikan pada Tabel 10 Nilai T dan Sa diplot membentuk grafik respon spektrum
untuk analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
CSI Bridge
30
Tabel 10 Akselerasi Spektrum Gempa Wilayah Jakarta
T (det) Sa T (det) Sa
00000 03185 2 03675
01846 07963 21 03500
09231 07963 22 03341
1 07350 23 03196
11 06682 24 03063
12 06125 25 02940
13 05654 26 02827
14 05250 27 02722
15 04900 28 02625
16 04594 29 02534
17 04324 3 02450
18 04083 31 02371
19 03868 32 02297
Gambar 26 Grafik Respon Spektrum Wilayah
Jakarta Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010
Hasil Gaya Dalam (Internal Force)
a) Berat Sendiri
Kontrol perhitungan manual
Diketahui
Ag satu girder = 11915 m2
frsquoc girder = 40 MPa
wc girder = 25 kNm3
Tebal slab = 25 cm
frsquoc slab = 30 MPa
wc slab = 24 kNm3
Perhitungan
q slab = tebal slab x spasi antar girder x wc slab
= 025 m x 3567 m x 24 kNm3
= 21402 kNm
q girder = Ag girder x wc girder
= 11915 m2 x 25 kNm
3
= 29788 kNm
M girder = 1
8 q L2
= 1
8 29788 kN mfrasl 35
2 m
= 456129 kN-m
M slab = 1
8 q L2
= 1
8 21402 kN mfrasl 35
2 m
= 327718 kN-m
M girder + M slab = 456129 + 327718 = 783847 kN-m
31
Perhitungan momen secara manual dibandingkan dengan hasil yang ditampilkan
pada program CSI Bridge
Gambar 27 Hasil Momen Akibat Berat Sendiri pada Jembatan
Jembatan kiri terdapat 4 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 4 = 3135388 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min+M max = 28019386 kN-m + 7949228 kN-m
= 28814308 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
Jembatan kanan terdapat 5 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 5 = 3919235 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min + M max = 3494893 kN-m + 9915171 kN-m
= 35940447 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
b) Ultimate Limit States (ULS)
Kombinasi pembebanan yang menghasilkan gaya dalam maksimum
sepanjang jembatan adalah kombinasi ULS-5I (Tabel 7)
Gambar 28 Hasil Gaya Dalam Akibat Kombinasi Pembebanan ULS 5-I
32
c) Kontrol Lendutan
Lendutan maksimum yang diizinkan adalah L
800 =
35750 mm
800 = 4469 mm
sedangkan lendutan yang terjadi pada fly over dari program CSI Bridge
adalah 213 mm sehingga struktur dikatakan aman
Perhitungan Tendon
Dalam perhitungan tendon dan tulangan digunakan momen maksimal yang
terjadi pada penampang yang ditinjau
Tendon pada girder
Data Tendon
D tendon = 05 inchi = 127 mm = 00127 m
Ast = 987 mm2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Girder
Ag (Ax) = 11915 m2
Iz = 04204 m4
yt = 097 m
yb = 088 m
eb = 058 m
-Menghitung gaya prategang P
M berat sendiri = 801826 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 188156 kN-m
M beban hidup = 510983 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 1500965 kN-m
P2=
MybIz
-σb
1
Ax
ebybIz
P2=
150096 x 088
04204 3000
1
11915
058 x 088
04204 = 1384018 kN
Gambar 29 Deformasi yang Terjadi pada Struktur Akibat Beban Hidup
33
P1= Ast x x f u
= 00000987 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl = 110149 kN
Jumlah tendon yang diperlukan= P2
P1= 1384018 kN
110149 kN=125 tendon
Jumlah tendon eksisting = 110 tendon
Jumlah tendon hasil perhitungan yang melebihi tendon eksisting dapat disebabkan
karena perbedaan penggunaan jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo Perhitungan yang
dilakukan menggunakan semua kemungkinan kombinasi baik dalam arah
longitudinal maupun transversal jembatan (sub bab input pembebanan) Selain itu
dapat juga dikarenakan perbedaan dalam pemodelan panjang girder yang
menyebabkan terjadinya kelebihan momen
Tendon pada pier head
Data Tendon
D tendon = 06 inchi = 1524 mm = 0015 m
Ast = 1387 mm2 = 00001387 m
2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Pier Head
Ag (Ax) = 128765 m2
Iz = 6967 m4
yt = 139 m
yb = 123 m
et pada momen maksimal = 04396 m
et pada penampang kritis = 0702 m
-Menghitung P menggunakan Momen Pada Penampang Kritis (Mcr)
M berat sendiri = 41612388 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 7073499kN-m
M beban hidup = 14947156 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 63633043 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
63633043 x 139
3000
1
12875
0702 x 139
6967 = 40860556 kN
P1= Ast x x f u
= 00001387 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl =154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=
40860556 kN
154789 kN= 264 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
34
Berdasarkan jumlah tendon eksisting yang melebihi tendon yang diperlukan
dapat diasumsikan bahwa pier head tersebut tidak didesain menggunakan momen
pada penampang kritis (Mcr) Pada saat dibebani retak terjadi pada perubahan
geometri atau pada penampang kritis sehingga pada umumnya desain cukup
menggunakan Mcr yang nilainya lebih kecil daripada momen maksimal
-Menghitung P menggunakan Momen Maksimal (Mmax)
M berat sendiri = 57265256 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 8941951kN-m
M beban hidup = 20374506 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 86581713 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
865817123 x 139
6967 3000
1
12875
x 139
6967 = 86320521 kN
P1= 154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=86320521 kN
154789 kN= 558 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
Dengan menggunakan momen maksimum yang terjadi pada pier head hasil
perhitungan jumlah tendon yang diperlukan mendekati jumlah tendon eksisting
sehingga dapat diasumsikan struktur tersebut didesain menggunakan momen
maksimum Penggunaan momen maksimum yang terjadi menyebabkan
penambahan jumlah tendon dalam desain
Jumlah tendon eksisting Jumlah tendon yang diperlukan OK
Perhitungan Tulangan
Slab
-Tulangan Lentur Positif
Momen di lapangan Mu pada slab = 10333 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d = ndash drsquo= 250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
10333
08=12916 kN-m
Faktor tahanan momen = Mnx10
6
bd2 =
12916 x106
1000 x 2102= 2929
35
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2929
085 x 30 = 00079
ρmin
= 25 x 14
fy= 25 x
14
390= 0000897
Digunakan = 00079 sehingga
As= ρ b d = 00079 x 1000 mm x 210 mm = 167983 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 167983 mm2
= 1687 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
-Tulangan Lentur Negatif
Momen di tumpuan Mu pada slab = 9504 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d ndash drsquo=250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
9504
08=1188 kN-m
Faktor tahanan momen Rn=Mnx10
6
bd2 =
1188 x106
1000 x 2102= 2694
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2694
085 x 30 = 00073
ρmin
= 25 x 14
fy=25 x
14
390= 0000897
Digunakan ρ = 00073 sehingga
As= ρ b d = 00073 x 1000 mm x 210 mm =153652 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
36
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 153652 mm2
= 18443 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
- Tulangan Geser
Gaya geser Vu pada slab = 35306 kN
Kuat geser nominal yang disumbangkan oleh slab
c=
(
radicf
rsquoc
6
)
bwd =(radic30
6) 1000 x 210 = 19170289 kN
Vc = 06 x = 11502174 kN
u c tidak dibutuhkan tulangan geser
Girder
-Tulangan Lentur
Mu = 24895989 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 13 mm dengan jumlah 8 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 8 =
1
4 314 13
2 x 8 = 106132 mm2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan
(16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fcrsquo
d
dp ω- ωrsquo ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
10857 mm2
fps = 1860 (1 04
077 [00091
1860
40 2050
1800 (00414 00335 ])
= 18599 MPa
Menghitung lebar efektif Be
Diketahui tebal slab ho = 25 cm
Lebar efektif diambil nilai terkecil dari L
4 =
3575 m
4= 894 m
Jarak antar girder s = 3567 m
12 = 12 x 025 = 3 m Diambil Be = 3 m
Eslab = 2574296 MPa
Egirder = 2972541 MPa
n = Eslab
Egirder
= 2574296 MPa
2972541 MPa= 087
Sehingga Be = n x 3 m = 087 x 3 m = 261 m = 2610 mm
37
h = h girder + h slab = 250 + 1850 = 2100 mm
tebal selimut beton drsquo = 50 mm
d = h ndash drsquo
= 2100 mm ndash 50 mm = 2050 mm
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
Aps fps As fy = 085 fcrsquoab
10857 mm2
x 18599 MPa+106132 mm2 x 390 MPa = 085 x 40 MPa x a x
2610 mm
a = 23223 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16)
dengan nilai = 08 adalah sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d-a
2) As fy (d-
a
2)+
= 08 x 10857 mm2 x 18599 MPa (2050 mm-
23223 mm
2) +
106132 mm2
x 390 MPa (2050 mm-23223 mm
2)
= 31242337 kN-m + 640371 kN-m
= 31882709 kN-m
Mn = 31882709 kN-m gt Mu = 24720615 kN-m (OK memenuhi syarat)
Cara yang telah dijabarkan diatas merupakan cara mendesain kekuatan
lentur balok prategang dengan pendekatan trial and error diameter tulangan dan
jumlah tulangan dalam Nawy (2001) Dengan menggunakan pendekatan tersebut
terlebih dahulu dilakukan pemeriksaan terhadap tulangan eksisting menggunakan
data sekunder Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa kapasitas momen
nominal yang disumbangkan oleh tendon Mn tendon lebih besar daripada
momen ultimit yang terjadi Mu akibat pembebanan sehingga momen cukup
ditahan oleh tendon (tidak dibutuhkan tulangan lentur) Tulangan eksisting yang
digunakan merupakan tulangan susut yang berfungsi mencegah terjadinya retak
pada beton
tulangan susut = 00018 x luas penampang girder Ag
= 00018 x 11915 m2
= 00021447 m
2
Digunakan D-13 sehingga = 21447 mm2
1
4 d
2=
21447 m2
1
4 13
2= 16 lt n eksisting = 40
Menurut SNI 03-2847-2002 tentang Tata Cara Perhitungan Struktur Beton
untuk Bangunan Gedung jumlah tulangan susut dan suhu harus dipasang dengan
jarak tidak lebih dari lima kali tebal plat atau 450 mm Jarak maksimum antara
tulangan susut eksisting = 330 mm (lt 450 mm) sehingga tulangan tersebut dari
segi jumlah dan jarak antar tulangan memenuhi syarat
-Tulangan Geser
Girder di tumpuan
Ag = 2682500 mm2
h = 1850 mm
d = h-drsquo= 1850 mm ndash 50 mm = 1800 mm
bw = 1000 mm
38
Gaya geser di tumpuan = 300256 kN dan gaya aksial = 420053 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 420053
14 x 2682500 mm2 ) (
radic40
6) 1000 mm x 1800 mm
= 2109587 kN
c = 06 x 2109587 kN = 1265752 kN u = n
= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit
yang terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (300256 kN ndash (06 x 2109587 kN))06 = 2894674 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av = 2894674 x 103
390 MPa x 1800 mm
mm
= 515433 mm2
Digunakan D-22 sehingga n= Av
1
4 D2
= mm2
1
4 22
2=136 2 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 7 OK
Girder di lapangan
Ag = 1191500 mm2
h = 1850 mm
tulangan utama dan tulangan geser = D 13
d = h - drsquo- 13 - 05 x 13 = 17805 mm
= 1850 ndash 50 ndash 13 ndash (05 x 13) = 17805 mm
bw = 600 mm
Gaya geser di lapangan =193044 kN dan gaya aksial = 274113 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 274113
14 x 1191500 mm2 ) (
radic40
6) 600 mm x 17805 mm
= 1311133 kN
c= 06 x 1311133 kN = 78668 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang
terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
39
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (193044 kN ndash (06 x 1311133 kN))06 = 1906273 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av= 1906273 kN x 10
3
390 MPa x 17805 mm
150 mm
= 411784 mm2
Digunakan D-13 sehingga n= Av
1
4 D2
= 411784 mm2
1
4 13
2= 3103 4 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 4 OK
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 5215433 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Girder dianggap sebagai penampang berongga dinding tipis sehingga besar
modulus puntir = 2 Ambw dimana adalah girder
Jt = 2 x 1191500 mm2 x 2610 mm
= 6219630000 mm3
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 6219630000 (03 radic )radic1 10 1034
= 190101E+11 N-mm = 19010103 kN-m
Tc = 06 x 19010103 kN-m = 11406062 kN-m
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa nilai lebih besar dari sehingga
beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan torsi)
Pier Head
-Tulangan Lentur
Mu = 93134113 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 19 mm dengan jumlah 32 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 25=
1
4 314 x19
2 x 32 = 906832 mm
2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan (16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
Aps = 79059 mm2
fps = 1860 (1 04
081 [00061
1860
35 2520
1670 (00131 00196 ])
588537 MPa
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
40
Aps fps As fy= 085 fc ab
79059 mm2 x 588537 MPa + 906832mm
2 x 390 MPa = 085 x 35 MPa x a x
4500 mm
a = 373974 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16) dengan nilai
= 08 dapat dijabarkan sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d -a
2) As fy (d -
a
2)+
= 08 x 79059 mm2 x 588537 MPa (2520 mm-
373974 mm
2) +
906832 mm2 x 390 MPa (2520 mm-
373974 mm
2)
= 86842499 kN-m + 66008303 kN-m
= 108290509 kN-m
Mn = 93443330 kN-m gt Mu = 93134113 kN-m (OK memenuhi syarat)
-Tulangan Geser
Ag = 12876500 mm2
h = 2620 mm
d = h - d = 2620 mm ndash 100 mm = 2520 mm
= 4500 mm
Gaya geser u di tumpuan = 2011783 kN dan gaya aksial = 241249 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicf c
6) bwd
= (1 241249 kN
14 x 12876500 mm2 ) (
radic35
6) 4500 mm x 2520 mm
= 1118154 kN
c = 06 x 1118154 kN = 6708924 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa tahanan geser yang disumbangkan
oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang terjadi
sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (2011783 kN ndash 6708924 kN)06 = 1676113 kN
s = Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan
Av= s
fy x d
s
Av= 1676113 kN x 10
3
390 MPa x 2520 mm
125 mm
= 2131808 mm2
Digunakan D-16 sehingga n= Av
1
4 D2
= 2131808 mm2
1
4 16
2=106 11 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 8-D16 dan 2-D25 OK
41
Selisih jumlah tulangan D-16 antara hasil perhitungan dengan eksisting sebanyak
3 tulangan telah ditutupi dengan penggunaan 2 tulangan D-25 pada eksisting
sehingga tulangan tersebut dikatakan memenuhi syarat
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 1617885 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Untuk penampang segiempat masif modulus puntir Jt= 04x2y
Jt = 04 x 45002 mm x 2620 mm
= 21222 x 106 Nmm = 21222 kN-m
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 21222 x 106 Nmm (03 radic35 MPa)radic1
10 x 1034 MPa
35
= 6485 x 1011
N-mm = 648487513 kN-m
Tc= 06 x 648487513 kN-m = 389092507 kN-m
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa nilai Tc lebih besar dari Tu
sehingga beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan
torsi)
Pemeriksaan Kolom
Struktur kolom tidak hanya menerima beban aksial vertikal tetapi juga
momen lentur sehingga analisis kolom diperhitungkan untuk menyangga beban
aksial desak dengan eksentrisitas tertentu (Nasution 2009) Pada penelitian ini
analisis kolom dilakukan menggunakan program PCA Col untuk memeriksa
kapasitas tulangan eksisting terhadap beban yang bekerja pada struktur Beban
aksial dan momen yang diinputkan diperoleh dari program CSI Bridge Analisis
kolom dilakukan pada pier segmen 1 dan pier segmen 2 yang masing-masing
memiliki dimensi dan susunan tulangan yang berbeda
Gambar 30 Pemodelan Pier
Pier Segmen 1
Pier
Segmen 2
42
Pier Segmen 1
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1 dimana
aksial (P) maksimum 4181749 kN yang menghasilkan M33 sebesar 920863 kN-m
dan M22 sebesar 796380 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu M33 maksimum
sebesar 1862805 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar 218102 kN- m dan aksial
(P) sebesar 4326789 kN
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1
Dari data yang telah diinputkan diperoleh diagram interaksi seperti pada
Gambar 30 Terlihat baik pada kombinasi 1 dan 2 beban masih berada di area
tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan bahwa kombinasi pembebanan
mampu ditahan oleh pier sehingga pier dikatakan aman terhadap beban yang
bekerja
Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1
43
Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2
Pier Segmen 2
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1
dimana aksial (P) maksimum 629513 kN yang menghasilkan M33 sebesar
38634 kN-m dan M22 sebesar 74265 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu
M33 maksimum sebesar 248387 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar
73617 kN-m dan aksial (P) sebesar 721377 kN
Berdasarkan data yang inputkan diperoleh diagram interaksi pier untuk pier
segmen 2 sebagai berikut
Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
3
TINJAUAN PUSTAKA
Jembatan
Jembatan merupakan salah satu infrastruktur yang berperan penting dalam
kehidupan manusia Jembatan juga menjadi elemen kunci dalam sebuah sistem
transportasi karena merupakan pengontrol kapasitas daripada sistem tersebut baik
dari segi berat maupun volume lalu lintas Berdasarkan bahan konstruksinya
jembatan dapat dibedakan menjadi beberapa macam antara lain jembatan kayu
jembatan beton bertulang jembatan beton prategang jembatan baja dan jembatan
komposit Penggunaan bahan penyusun jembatan tergantung daripada kebutuhan
desain konstruksi (Supriyadi dan Muntohar 2007)
Secara umum struktur suatu jembatan dapat dibagi menjadi 2 bagian yaitu
struktur atas dan struktur bawah Struktur atas (superstructure) merupakan bagian
yang menerima beban langsung yang meliputi berat sendiri beban mati beban
mati tambahan beban lalu-lintas dan beban lingkungan Struktur atas jembatan
umumnya meliputi slab lantai kendaraan girder balok diafragma dan tumpuan
(bearing) Struktur bawah (substructure) jembatan berfungsi memikul seluruh
beban struktur atas dan beban lain yang ditimbulkan oleh lingkungan untuk
disalurkan ke dalam tanah Struktur bawah terdiri dari kolom (pier) pile cap dan
pondasi (Barker and Pucket 2007)
Gambar 2 Contoh Struktur Sebuah Jembatan
Sumber httpenblogunikomacidbridge-structure694
Beton Prategang (Prestressed Concrete)
Beton memiliki kuat tekan yang tinggi namun lemah terhadap kuat tarik
Gaya tarik yang bekerja tersebut dapat menyebabkan retak (crack) dan patah
Beton polos (unreinforced concrete) hanya dapat digunakan pada kasus material
mengalami beban tekan atau pada kondisi tegangan tarik yang sangat rendah
sehingga beton perlu diperkuat dengan tulangan baja yang memiliki kuat tarik
tinggi Pada beton bertulang retak dan defleksi pada dasarnya tidak dapat kembali
apabila komponen struktur tersebut telah mencapai kondisi batas pada saat
mengalami beban kerja Karena rendahnya kapasitas tarik pada beton maka retak
lentur terjadi pada taraf pembebanan yang masih rendah Untuk mengurangi
4
atau mencegah berkembangnya retak tersebut gaya konsentris atau eksentris
diberikan dalam arah longitudinal elemen struktural Gaya ini mencegah
berkembangnya retak dengan cara mengeliminasi atau sangat mengurangi
tegangan tarik di bagian tumpuan dan daerah kritis pada kondisi beban kerja
sehingga dapat meningkatkan kapasitas lentur geser dan torsional penampang
tersebut Gaya longitudinal tersebut merupakan gaya prategang yaitu gaya tekan
yang memberikan prategangan pada penampang di sepanjang bentang suatu
elemen struktural sebelum bekerjanya beban mati dan beban hidup transversal
atau beban hidup horizontal transien (Nawy 2001)
Beton prategang adalah beton bertulang yang diberi tegangan dalam untuk
mengurangi tegangan tarik potensial dalam beton akibat beban kerja Pada beton
bertulang tulangan di dalam komponen struktur tidak memberikan gaya dari
dirinya pada komponen struktur tersebut suatu hal yang berlawanan dengan aksi
baja prategang Baja tendon yang dibutuhkan untuk menghasilkan gaya prategang
di dalam komponen struktur prategang secara aktif memberikan beban awal pada
komponen struktur sehingga memungkinkan terjadinya pemulihan retak dan
defleksi Apabila kuat tarik lentur beton terlampaui komponen struktur prategang
mulai beraksi seperti elemen beton bertulang (Nawy 2001)
Gambar 3 Konsep Perbedaan Beton Bertulang (Reinforced Concrete) dan Beton
Prategang (Prestressed Concrete)
Sumber httpptsindianetdesign_criteriahtml
Pada beton prategang tegangan permanen diberikan di komponen struktur
sebelum seluruh beban mati dan beban hidup bekerja agar tegangan tarik netto
yang ditimbulkan oleh beban-beban tersebut dapat dieliminasi atau sangat
dikurangi Komponen struktur prategang mempunyai tinggi lebih kecil
dibandingkan beton bertulang untuk kondisi bentang dan beban yang sama akibat
eliminasi tegangan tarik netto yang ditimbulkan oleh beban dengan adanya
struktur prategang (Nawy 2001)
Terdapat dua teknik prategang pada beton yaitu pre-tensioning dan post-
tensioning Teknik pre-tensioning adalah pemberian tegangan pada tendon
sebelum beton dicor Teknik ini pada prinsipnya digunakan untuk
5
konstruksi jembatan bentang pendek yang menggunakan balok jembatan standar
Teknik post-tensioning merupakan pemberian tegangan yang dilakukan setelah
beton dicor
Standar Perencanaan Jembatan
Terdapat dua pendekatan dalam perencanaan sebuah struktur jembatan yaitu
rencana tegangan kerja dan rencana keadaan batas (ultimit)
1 Rencana Tegangan Kerja
Pendekatan ini merupakan pendekatan elastis yang digunakan untuk
memperkirakan kekuatan atau stabilitas dengan membatasi tegangan dalam
struktur sampai tegangan izin Tegangan izin tersebut dibuat dengan membuat
beberapa toleransi untuk stabilitas tidak linear dan pengaruh bahan pada
kekuatan struktur terisolasi dengan membagi kekuatan ultimate dengan faktor
keamanan (SF)
Pendekatan menggunakan tegangan kerja memiliki kelemahan yaitu kurangnya
efisiensi dalam mencapai tingkat keamanan yang konsisten bila faktor keamanan
digunakan pada bahan saja
2 Rencana Keadaan Batas (Ultimate)
Pada rencana keadaan batas margin keamanan digunakan lebih merata
pada seluruh struktur melalui penggunaan faktor keamanan parsial Tidak seperti
cara tegangan kerja yang mana faktor keamanan digunakan hanya untuk bahan
dalam rencana keadaan batas faktor keamanan terbagi antara beban dan bahan
faktor reduksi kekuatan x kapasitas nominal ge faktor beban x beban nominal
Rencana keadaan batas lebih rasional dibandingkan pendekatan tegangan kerja
Perencanaan yang dihasilkan oleh penggunaan prinsip keadaan batas akan lebih
ekonomis dan akan menghasilkan jembatan dengan kemampuan kapasitas dan
kekuatan yang merata
Pembebanan Pada Jembatan
Jenis-jenis beban yang perlu diperhitungkan dalam merancang suatu jembatan
menurut RSNI T-02-2005 tentang Standar Pembebanan untuk Jembatan adalah
sebagai berikut
1 Beban Mati (Dead Load)
Berat sendiri dan beban mati tambahan termasuk ke dalam kategori beban mati
A Berat Sendiri
Berat sendiri struktur merupakan semua beban tetap yang berasal dari
berat bangunan dan elemen-elemen struktural lain yang dipikulnya Termasuk
dalam hal ini adalah berat bahan dan bagian jembatan yang merupakan
6
elemen struktural ditambah dengan elemen non struktural yang dianggap tetap
Perhitungan berat sendiri dapat dilakukan menggunakan rumus
(1)
Keterangan
berat komponen persatuan volume (kNm3)
bentang jembatan (m)
luas penampang (m2)
Nilai berat komponen persatuan volume atau berat isi untuk berbagai jenis bahan
telah tercantum pada RSNI T-02-2005
Tabel 1 Berat Jenis untuk Beban Mati (kNm3)
No Bahan BeratSatuan Isi (kNm3) KerapatanMasa (kgm
3)
1 Campuran aluminium 2627 2720
2 Lapisan permukaan beraspal 22 2240
3 Besi tuang 71 7200
4 Timbunan tanah dipadatkan 172 1760
5 Kerikil dipadatkan 188-227 1920-2320
6 Aspal beton 22 2240
7 Beton ringan 1225-196 1250-2000
8 Beton 220-250 2240-2560
9 Beton prategang 250-260 2560-2640
10 Beton bertulang 235-255 2400-2600
11 Timbal 111 11400
12 Lempung lepas 125 1280
13 Batu Pasangan 235 2400
14 Neoprin 113 1150
15 Pasir kering 157-172 1600-1760
16 Pasir basah 180-188 1840-1920
17 Lumpur lunak 172 1760
18 Baja 77 7850
19 Kayu (ringan) 78 800
20 Kayu (keras) 11 1120
21 Air murni 98 1000
22 Air garam 10 1025
23 Besi tempa 755 7680
7
B Beban Mati Tambahan (Superimposed Dead Load)
Beban mati tambahan adalah berat seluruh bahan yang membentuk suatu
beban pada jembatan yang merupakan elemen non struktural dan besarnya dapat
berubah selama umur jembatan Beban mati tambahan dapat berupa utilitas pada
saat pengerjaan jembatan berat pelapisan kembali permukaan jembatan parapet
trotoar lampu jembatan pipa air serta sarana lainnya yang dipikul langsung oleh
jembatan
2 Beban Hidup (Live Load)
Beban hidup terdiri dari semua beban bergerak yang bekerja pada deck
jembatan Beban hidup terdiri dari beban kendaraan kereta maupun beban
pejalan kaki Beban hidup dapat tersebar merata sepanjang deck seperti beban
padatnya lalu lintas dan beban kereta api yang panjang ataupun dapat berupa
beban terpusat seperti beban truk berat tunggal poros dan lokomotif Beban lalu
lintas untuk perencanaan jembatan terdiri atas beban lajur ldquoDrdquo dan beban truk ldquoTrdquo
A Beban Lajur ldquoDrdquo
Beban Lajur ldquoDrdquo bekerja pada seluruh lebar lajur kendaraan dan
menimbulkan pengaruh pada jembatan yang ekuivalen dengan rangkaian
kendaraan yang sebenarnya Jumlah total beban lajur ldquoDrdquo yang bekerja tergantung
pada lebar lajur kendaraan jembatan Beban lajur D terdiri dari beban terbagi rata
(BTR) yang digabung dengan beban garis (BGT)
Beban Terbagi Rata (BTR)
Beban terbagi rata mempunyai intensitas q (KPa) dimana besarnya q tergantung
pada panjang total yang dibebani L seperti berikut
L le 30 m q = 90 kPa (2)
L gt 30 m q = 90 ( 05 15
L ) kPa (3)
Dengan pengertian
q = intensitas beban terbagi rata (BTR) dalam arah memanjang jembatan
Beban Garis Terpusat (BGT)
Beban garis dengan intensitas p kNm harus ditempatkan tegak lurus terhadap
arah lalu lintas pada jembatan Besarnya intensitas p adalah 490 kNm
B Beban Truk ldquoTrdquo
Pembebanan truk ldquoTrdquo merupakan kendaraan berat dengan jumlah 3 as Berat
dari masing-masing as disebarkan menjadi 2 beban merata sama besar yang
merupakan bidang kontak antara roda dengan permukaan lantai yang dimaksud
agar mewakili pengaruh roda kendaraan berat Terlepas dari panjang jembatan
atau susunan bentang hanya ada satu kendaraan truk ldquoTrdquo yang bisa ditempatkan
pada satu lajur lalu lintas rencana Kendaraan truk ldquoTrdquo harus ditempatkan
ditengah-tengah lajur lalu lintas rencana
8
3 Beban Angin
Tabel 2 Faktor Beban Akibat Beban Angin
Keadaan Batas
Lokasi
sampai 5 km dari pantai
(mdetik)
gt 5 km dari pantai
(mdetik)
Daya Layan 30 25
Ultimit 35 30
Faktor beban tersebut tidak berlaku untuk jembatan besar atau penting
seperti yang ditentukan oleh instansi yang berwenang Jembatan-jembatan
demikian harus diselidiki secara khusus akibat pengaruh beban angin termasuk
respons dinamis jembatan Gaya nominal ultimit dan daya layan jembatan akibat
pengaruh angin TEW tergantung kecepatan angin rencana seperti berikut
TE = 00006 Cw w 2Ab [kN] (4)
Keterangan
w kecepatan angin rencana (ms) untuk keadaan batas yang ditinjau
koefisien seret
luas koefisien bagian samping jembatan (m2)
Tabel 3 Koefisien Seret
Tipe Jembatan
Bangunan atas massif
bd = 10
bd = 20
bd ge 60
Bangunan atas rangka
21
15
125
12 Keterangan
b lebar keseluruhan jembatan dihitung dari sisi luar sandaran
d tinggi bangunan atas termasuk tinggi bagian sandaran yang masif
Harga antara dari bd bias diinterpolasi linier
Apabila bangunan atas mempunyai superelevasi harus dinaikkan sebesar 3
untuk setiap superelevasinya dengan kenaikan maksimum 25
4 Beban Gempa
Standar perencanaan ketahanan gempa untuk jembatan diatur dalam SNI
28332008 Standar tersebut membahas analisis dinamis dan digunakan untuk
merencanakan struktur jembatan tahan gempa sehingga kerusakan terjadi
setempat dan mudah diperbaiki struktur tidak runtuh dan dapat dimanfaatkan
kembali Analisis dinamis diperlukan sebagai verifikasi bila kinerja struktur
terhadap gempa tidak diwakili sepenuhnya oleh prosedur perhitungan statis dan
semi dinamis Cara spektral moda tunggal dan majemuk dengan atau tanpa
pengaruh interaksi tanah merupakan perhitungan semi-dinamis Analisis dinamis
dengan cara riwayat waktu sering menggunakan rekaman akselerasi gempa dari
luar sehingga perlu disesuaikan dengan akselerasi puncak (Peak Ground
Acceleration) untuk wilayah gempa yang ditinjau Pilihan prosedur analisis gempa
9
tergantung pada tipe jembatan besarnya koefisien akselerasi gempa dan tingkat
kecermatan
Perencanaan suatu struktur tahan gempa perlu mempertimbangkan faktor
percepatan puncak (PGA) respon spektra percepatan di batuan dasar untuk
perioda pendek 02 detik (Ss) dan untuk perioda 10 detik (S1) Ketiga nilai
tersebut dapat diperoleh menggunakan peta Hazard gempa Indonesia 2010
Penentuan kelas situs tanah (klasifikasi site) merupakan tahapan awal dalam
perencanaan beban gempa dengan terlebih dahulu mencari nilai N
N = Σi=1 tim
Σi=1
tiNi
frasl
m (5)
Kelas situs tanah dapat ditentukan berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia
2010 menggunakan tabel berikut
Tabel 4 Penentuan Kelas Situs Tanah
Kelas Situs (mdetik) Su(kPa)
SA (Batuan Keras) gt 1500 NA NA
SB (Batuan) 750-1500 NA NA
SC (Tanah Keras) 350-750 gt 50 gt 100
SD (Tanah Sedang) 175-350 15-50 50-100
SE (Tanah Lunak) lt 175 lt 15 lt 50
Setiap profil tanah yang mengandung lebih dari 3m tanah dengan karakteristik
sebagai berikut
1 Indeks plastisitas PI gt 20
2 Kadar air w ge 40 dan
3 Kadar geser niralir Su lt 25 kPa
SF (Tanah Khusus) Setiap profil lapisan tanah yang memiliki salah satu atau
lebih dari karakteristik berikut
1 Rawan dan berpotensi gagal atau runtuh akibat beban gempa seperti mudah
likuifaksi lempung sangat sensitif tanah tersegmentasi rendah
2 Lempung sangat organik atau gambut (ketebalan H gt 3 m)
3 Lempung berplastisitas sangat tinggi (ketebalan H gt 75 m dengan PI gt 75)
4 Lapisan lempung lunakmedium kaku (ketebalan H gt 35 m dengan Su lt 50 kPa
Keterangan NA = tidak dapat dipakai
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
Selanjutnya akselerasi respons spektra puncak dapat dihitung dengan
persamaan
SMS = Fa Ss (6)
SM1 = Fv S1 (7)
Keterangan
SMS = akselerasi respons spektra puncak pada periode pendek
SM1 = akselerasi respons spektra puncak pada periode 1 detik
Ss = nilai spektra percepatan untuk periode pendek 02 detik di batuan dasar
S1 = nilai spektra percepatan untuk periode 10 detik di batuan dasar
Fa = koefisien periode pendek
Fv = koefisien periode 1 detik
Nilai koefisien dan dapat ditentukan menggunakan Tabel 4 dan 5 Nilai
Ss dan S1 diperoleh dari Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
10
Tabel 5 Nilai Koefisien Fa
Ss
Klasifikasi
Site SS le 025 SS = 05 SS = 075 SS = 10 SS ge 125
SA 08 08 08 08 08
SB 10 10 10 10 10
SC 12 12 11 10 10
SD 16 14 12 11 10
SE 25 17 12 09 09
SF SS
Tabel 6 Nilai Koefisien Fv
S1
Klasifikasi
Site S1 le 01 S1 = 02 S1 = 03 S1 = 04 S1 ge 05
SA 08 08 08 08 08
SB 10 10 10 10 10
SC 17 16 15 14 13
SD 24 20 18 16 15
SE 35 32 28 24 24
SF SS
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
Desain parameter akselerasi spektra dihitung menggunakan persamaan
SDS =
SMS (8)
SD1 =
SM1 (9)
Faktor
diperoleh dari hasil konversi dari gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
Pembuatan respon spektrum menggunakan persamaan berikut
Sa = SDS 04 06 T
To) untuk (10)
Sa = SDS untuk (11)
Sa = SD1
T untuk (12)
Sa = SD1TL
T2 untuk (13)
Nilai dan dihitung menggunakan persamaan
T0 = 02 SD1
SDS (14)
TS = SD1
SDS (15)
dimana TL = waktu transisi periode panjang
Sa = akselerasi spektra
SDS = desain parameter akselerasi respon spektra periode pendek
SD1 = desain parameter akselerasi respon spektra periode 1 detik
SMS = akselerasi respon spektra puncak periode pendek
SM1 = akselerasi respon spektra puncak periode 1 detik
Berdasarkan nilai Sa dan T dapat dibuat grafik respon spektrum seperti berikut
11
Gambar 4 Desain Respon Spektrum
Sumber ASCE 07-2010
Gambar 5 Peta Respon Spektra Percepatan 02 Detik (SS) di Batuan Dasar (SB)
untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun
Gambar 6 Peta Respon Spektra Percepatan 10 Detik (S1) di Batuan Dasar (SB)
untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
12
Desain dan Perhitungan Balok
Rumus-rumus yang digunakan pada analisis struktur balok mengacu pada RSNI
T-02-2005 dan RSNI T-12-2004
1 Tulangan lentur balok
Tegangan analitis batas baja prategang fps (untuk perhitungan kekuatan
batas nominal penampang beton prategang) harus diambil tidak melebihi fpy
Jika tidak tersedia perhitungan yang lebih tepat dan tegangan efektif pada
tendon fpe tidak kurang dari 05 fpu tegangan analitis batas baja prategang fps
dalam tendon yang terlekat penuh dapat diambil sebesar
fps= fpu (1- p
β1[ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) (16)
Jika pengaruh tulangan tekan diperhitungkan pada saat menghitung fps dengan
persamaan (16) maka nilai [ρp
fpu
fc
d
dp ω - ω ] harus diambil tidak kurang dari
017 dan nilai drsquo tidak lebih dari 015
Keterangan
p = faktor yang memperhitungkan jenis tendon prategang dengan nilai
055 untuk fpy
fpu ge 080
040 untuk fpy
fpu ge 085
028 untuk fpy
fpu ge 090
β1 = faktor tinggi blok tegangan tekan persegi ekuivalen beban dimana
β1 = 085 untuk fc le 30 MPa
β1 = 085 ndash 0008 (fc - 30) untuk fc ge 30 MPa (17)
Perencanaan momen lentur harus didasarkan pada
Mu le Mn (18)
Nilai Mn dihitung dengan persamaan
Mn = 08 Apsfps (d -a
2 ) As fy (d -
a
2 )+ (19)
Jarak antar tulangan dihitung menggunakan persamaan
Apsfps As fy = 085 fc ab (20)
2 Tulangan Geser Balok
Perencanaan tulangan geser harus didasarkan pada
u le n (21)
Dimana nilai adalah kuat geser nominal yang dihitung menggunakan
persamaan
n= c s (22)
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton pada struktur yang dibebani geser
dan lentur saja dapat dihitung menggunakan persamaan sebagai berikut
13
c= (radicf c
6) bwd (23)
Kuat geser yang disumbangkan oleh tulangan geser untuk tulangan geser yang
tegak lurus terhadap sumbu aksial komponen struktur dapat dihitung
menggunakan persamaan
s= Av fy d
s (24)
Kekuatan lentur dari balok beton bertulang sebagai komponen struktur jembatan
harus direncanakan dengan menggunakan cara ultimit atau cara Perencanaan
berdasarkan Beban dan Kekuatan Terfaktor (PBKT)
3 Kekuatan Puntir Balok
Kekuatan puntir balok harus didasarkan pada
Tu le Tn (25)
Dimana puntir nominal Tn bisa dihitung sebagai penjumlahan dari puntir nominal
yang disumbangkan oleh beton Tc dan puntir nominal yang disumbangkan oleh
tulangan Ts dengan rumus
Tn= Tc Ts (26)
Dimana
Tc= Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
(27)
Ts= fy (Asw
s) 2 Act cot t (28)
Persamaan tersebut digunakan dalam menghitung nilai kekuatan puntir nominal
tulangan dengan nilai t = 45o untuk beton non prategang dan t=375
o untuk
beton prategang
Untuk sengkang tertutup dapat dihitung Asw
sle 02
y1
fyf (29)
Tn=2AoAtfyv
scot (30)
Dengan dapat diambil sebesar 085
Gambar 7 Areal Aoh
14
Tulangan longitudinal tambahan yang diperlukan untuk menahan puntir dapat
dihitung menggunakan persamaan
Al= (At
s) ρ
h
fyv
fyt cot2 (31)
Desain dan Perhitungan Kolom
Pengaruh kelangsingan kolom dapat diabaikan untuk komponen struktur tekan tak
bergoyang apabila dipenuhi klu
r le 34- (12
M1
M2) (32)
Untuk komponen struktur tekan bergoyang pengaruh kelangsingan dapat
diabaikan apabila klu
r le 22 (33)
Beberapa persyaratan tulangan memanjang untuk kolom antara lain memiliki
luas tidak kurang dari 001 Ag dan tidak melebihi 008 Ag kecuali jika jumlah dan
penempatan tulangan mempersulit penempatan dan pemadatan beton pada
sambungan dan persilangan dari bagian-bagian komponen maka batas maksimal
rasio tulangan perlu dikurangi
Rasio tulangan spiral ρs tidak boleh kurang dari
ρs= 045 (
Ag
Ac-1)
f c
fy (34)
Software CSI Bridge
Computers and Structures Inc (CSI) Bridge merupakan salah satu software
yang dikembangkan oleh pihak CSI yang merupakan pelopor dalam
pengembangan software untuk analisis struktur dan gempa Tahap pemodelan
analisis dan desain dari struktur sebuah jembatan telah diintegrasikan dalam
software CSI Bridge untuk menciptakan perangkat komputer engineering yang
mendasar Dengan menggunakan CSI Bridge dapat didesain jembatan beton
maupan baja dengan cepat dan mudah Fitur parametric modeller memungkinkan
pengguna untuk membuat model jembatan sederhana hingga kompleks dan
membuat perubahan secara efisien dalam melakukan kontrol pada desain
(httpwwwcsiamericacomcsibridge)
Software PCA Col
PCAColumn (PCA Col) merupakan software yang dirancang untuk
mendesain dan memeriksa kapasitas penampang beton bertulang terhadap gaya
aksial dan momen lentur Bentuk penampang benton dapat berupa persegi empat
lingkaran hingga tidak beraturan dengan berbagai macam susunan dan pola
tulangan Selain itu efek kelangsingan kolom juga dapat diperhitungkan Dari
program tersebut dapat diperoleh diagram interaksi gaya aksial (P) dan momen
lentur (M) baik dalam sumbu uniaksial maupun biaksial dimana Mx dan My juga
dapat diplot terhadap sumbu biaksial dari kolom dan dinding geser yang tidak
beraturan (httppcacolumnsoftwareinformercom)
15
METODOLOGI
Waktu dan Tempat
Penelitian dilakukan pada bulan Februari ndash Juni 2013 yang diawali dengan
pengumpulan data Data penelitian diperoleh dari Satuan Kerja Pelaksanaan Jalan
Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A Struktur yang ditinjau adalah fly over
P106-P107 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425)
Gambar 8 Denah Lokasi Proyek yang Ditinjau
Proyek pembangunan jalan bebas hambatan Tanjung Priok merupakan
program strategis pemerintah dalam rangka meningkatkan kapasitas jaringan
transportasi kota Jakarta khususnya Jakarta Utara Proyek ini menjadi salah satu
upaya pengembangan Kawasan Strategis Nasional Tanjung Priok sebagai pusat
kegiatan ekspor-impor yang saat ini telah menempati peringkat ke-24 dunia untuk
arus peti kemas Jalan bebas hambatan yang dibangun berfungsi sebagai jalan
pintas untuk meningkatkan akses terhadap pelabuhan dan dalam jangka panjang
juga berfungsi sebagai penghubung ruas tol Jakarta Outer Ring Road (JORR)
dengan Jakarta Inter Urban Toll (JIUT)
Alat dan Bahan
Alat yang digunakan dalam penelitian ini adalah sebagai berikut
1 Komputer Intel CoreTM
Duo Processor T6600
2 Program CSI Bridge Versi 15 dan PCA Col
3 Program Microsoft Office Excel 2010
4 Program Autocad 2010
Bahan penelitian merupakan data sekunder berupa shop drawing Proyek Jalan
Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A yaitu data struktur P106-P107
16
Penggunaan shop drawing dikarenakan belum tersedianya data as built drawing
Data-data yang diperoleh meliputi
1 Denah dan gambar detail struktur fly over P106-P107 yang meliputi layout
fly over dimensi struktur jembatan serta gambar detail tendon dan tulangan
Struktur yang ditinjau memiliki kriteria desain sebagai berikut
a) Slab
Kuat tekan beton ( ) = 30 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic30 MPa = 2574296 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
b) PCU Girder
Kuat tekan beton ( ) = 40 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic40 MPa = 2972541 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Kuat tarik putus ( = 1860 MPa
Kuat leleh baja prategang ( ) = 1670 MPa
c) Pier Head
Kuat tekan beton ( ) = 35 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic40 MPa = 2780557 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Kuat tarik putus ( = 1860 MPa
Kuat leleh baja prategang ( ) = 1670 MPa
d) Pier
Tipe = Y Pier
Kuat tekan beton ( ) = 30 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic30 MPa = 2574296 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Tinggi pier ( ) = 22 m
Lebar pier ( = 35 m
Tebal pier ( ) = 45 m
e) Data soil investigation Bore Log (Lampiran 2)
2 Standar dan peraturan perencanaan sebagai berikut
RSNI T-02-2005 ldquoPembebanan untuk Jembatanrdquo
SNI 2833 2008 ldquoStandar Perencanaan Ketahanan Gempa untuk Jembatanrdquo
RSNI T-12-2004 ldquoPerencanaan Struktur Beton untuk Jembatanrdquo
SNI 03-3847-2002 ldquoTata Cara Perhitungan Struktur Beton untuk Bangunan
Gedungrdquo
17
Tahapan Penelitian
Tahapan penelitian tersaji dalam diagram alir sebagai berikut
Keterangan
1 Data sekunder merupakan shop drawing kontraktor PT Obayashi-Jaya
Konstruksi JO yang digunakan dalam penelitian ini sebagai acuan dalam
pemodelan jembatan
2 Peraturan dan standar perencanaan terkait dengan penelitian ini adalah Standar
Nasional Indonesia Peraturan pembebanan jembatan terdapat dalam RSNI T-
02-2005 Perencanaan ketahanan gempa untuk jembatan terdapat dalam SNI
2833 2008 Perencanaan struktur beton untuk jembatan terdapat dalam RSNI
T-12-2004
Mulai
Pengumpulan Data Penelitian dan Bahan Rujukan
Program CSI Bridge
Pemodelan
Struktur
Input
Pembebanan
Input
Spektrum Gempa
Gaya Dalam
Desain
Ulang
Tulangan
Selesai
Aman
Mu le Mn
u le n
Tu le Tn
Tidak
Ya
Gambar 9 Diagram Alir Penelitian
18
3 Program CSI Bridge digunakan untuk mempermudah dalam menganalisis
gaya dalam (internal force) yang bekerja akibat pembebanan Setelah
dilakukan pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum dapat
diperoleh nilai gaya dalam ultimit Analisis gaya dalam dilakukan dengan
membandingkan gaya dalam ultimit yang terjadi akibat pembebanan dengan
kapasitas nominal struktur fly over yang ditinjau
Pemodelan Struktur
a) Layout fly over
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri
dari 2 ruas jembatan kiri dan kanan dimana panjang 1 bentang (span)
sebesar 3575 m dengan jumlah bentang yang dianalisis sebanyak 3 span
Pendefinisian layout fly over pada program CSI Bridge dapat
menggunakan bridge wizard di menu Home
Gambar 10 Layout Line Struktur Fly Over
b) Material konstruksi dan penampang
Beton dengan = 30 MPa untuk slab dan pier
Beton dengan = 35 MPa untuk pier head
Beton dengan = 40 MPa untuk PCU Girder
Baja tulangan U39 dengan = 390 MPa
Baja tendon dengan fpy=1670 MPa dan fpu= 1860 MPa
19
Input material dilakukan pada menu Home-Bridge Wizard-Materials seperti pada
Gambar 12 berikut Sedangkan pemodelan penampang dilakukan pada menu
Components-Properties-Frame Properties-New-Frame Section Property Type
concrete-Precast U
Gambar 11 Input Material dan Penampang PCU Girder
Pendefinisian jumlah girder jarak antar girder dan tebal slab dilakukan pada
menu Components-Superstructure Deck Sections-New-Precast U Girder
Gambar 12 Penampang Superstruktur Jembatan
20
c) Jenis perletakan adalah tipe sendi-rol yang didefinisikan pada menu Home-
Bridge Wizards-Bearings
Gambar 13 Jenis Perletakan
d) Input pembebanan
Kombinasi pembebanan mengacu pada RSNI T-02-2005 Input
kombinasi pembebanan dilakukan pada menu DesignRating ndash Load
Combination ndash Add New Load Combination ndash Masukkan Load Case Name ndash
Load Case Type ndash Scale Factor ndash OK Contoh kombinasi pembebanan yang
telah diinputkan pada CSI Bridge terlihat pada gambar berikut
Gambar 14 Input Kombinasi Pembebanan
e) Input Respon Spektrum
Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 dibuat respon spektrum untuk
analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
21
CSI Bridge Respon spektrum diinputkan pada menu Loads ndash Functions ndash Respon
Spectrum ndash Add New Function ndash Pilih User ndash Masukkan Damping Ratio 005 ndash
Masukkan nilai Period dan Acceleration (Diperoleh dari hasil perhitungan
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010) ndash OK Pembuatan respon spektrum
gempa secara lebih rinci dijelaskan pada bab pembahasan
Gambar 15 Input Respon Spektrum Wilayah Jakarta
f) Hasil Gaya Dalam
Setelah pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum
struktur dapat dianalisis pada menu Analysis ndash Run Analysis ndash Pilih Load Case
yang ingin dianalisis ndash Run Analysis Hasil gaya dalam dapat ditampilkan pada
menu Home ndash Display ndash Show Bridge Superstructure Forces
Gambar 16 Contoh Momen Akibat Kombinasi Pembebanan
22
HASIL DAN PEMBAHASAN
Model Struktur Jembatan
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri dari 2
ruas jembatan kiri dan kanan dengan panjang total 10725 m Struktur terdiri dari
3 span dimana panjang satu span 3575 m Superstruktur jembatan ruas kiri terdiri
dari 4 girder dan ruas kanan terdiri dari 5 girder dengan tipe PCU dan memiliki
superelevasi sebesar 2 Struktur fly over tersebut ditopang oleh dua kolom cast
in site tipe Y-Pier dengan tinggi 22 m
Gambar 17 Pemodelan Struktur Fly Over
Gambar 19 Tampak Samping Struktur Fly Over
145 m 18 m
L total = 10725 m
Gambar 18 Tampak Depan Struktur Fly Over
23
Input Pembebanan
Pembebanan yang diinputkan pada program CSI Bridge mengacu pada
RSNI T-02-2005 (Tabel 40) mengenai Peraturan Pembebanan untuk Jembatan
dengan ragam kombinasi pada kondisi ultimit (Ultimate Limit States) sebagai
berikut
Tabel 7 Kombinasi Pembebanan
Nama
Kombinasi
Aksi
Permanen Aksi Transien Aksi Khusus
MS MA PS TD TT TB ET EW TTC
EQ-
X
EQ-
Y
ULS-1A 13 2 1 198 198 132
ULS-1B 13 2 1 198 198 132
ULS-1C 13 2 1 198 198 132
ULS-1D 13 2 1 198 198 132
ULS-4A 13 2 1 132 132
ULS-5A 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5B 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5C 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5D 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5E 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5F 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5G 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5H 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5I 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5J 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5K 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5L 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-5M 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5N 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5O 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5P 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-6A 13 2 1 198 198 1
ULS-6B 13 2 1 198 198 1
Keterangan
MS = Berat Sendiri
MA = Beban Mati Tambahan
PS = Pengaruh Prategang
TD = Beban Lajur ldquoDrdquo
TT = Beban Truk ldquoTrdquo
TB = Gaya Rem
ET = Beban Temperatur
EW = Beban Angin
TTC = Beban Tumbukan
EQ-X = Beban gempa dalam arah X
EQ-Y = Beban gempa dalam arah Y
24
Besarnya nilai beban-beban yang terjadi dapat dijabarkan dalam contoh
perhitungan sebagai berikut
1 Berat sendiri
PCU-Girder dan Slab
wc girder = 25 kNm3
wc slab = wc pier = 24 kNm3
Luas (A) girder = A satu girder x jumlah girder = 11915 m2 x 9 = 107235 m
2
A slab = tebal slab x lebar total jembatan = 025 m x (18 m+145 m) = 8125 m2
Berat girder = A girder x panjang total jembatan x wc girder
= 107235 m2 x 10725 m x 25 kNm
3
= 2875238 kN
Berat slab = A slab x panjang total jembatan x wc slab
= 10723 m2 x 10725 m x 24 kNm
3
= 2091375 kN
Pier
A pier segmen 1 = 2 m x 45 m = 9 m2
A pier segmen 2 = 20565 m2
Panjang pier segmen 1 = 7088 m
Panjang pier segmen 2 = 17147 m
Berat pier segmen 1 = A pier x panjang pier x wc pier
= 9 m2 x 7088 m x 24 kNm
3 = 153103 kN
Berat pier segmen 2 = A pier x panjang pier x wc pier
= 20565 m2 x 17147 m x 24 kNm
3
= 8463073 kN
Berat pier = 153103 kN + 8463073 kN = 9994103 kN
Total berat sendiri = Berat girder + slab + pier
= 2875238 kN + 2091375 kN + 9994103 kN
= 5966023 kN
2 Beban Mati Tambahan
Aspal
wc aspal = 22 kNm3
Tebal aspal = 75 cm
Perhitungan beban mati tambahan dengan menggunakan persamaan (1)
dapat dijabarkan sebagai berikut
Berat aspal = wcLA
= 22 kNm3 x 10725 m x (325 m x 0075 m)
= 5751281 kN
Parapet
wc parapet = 24 kNm3
A parapet = 0526 m2
Berat parapet = wcLA
= 24 kNm3 x 10725 m x 0526 m
2
= 1353924 kN
Total beban mati tambahan = berat aspal + parapet
= 5751281 kN + 1353924 kN
= 7105205 kN
25
3 Beban Lajur D
Beban Terbagi Rata (BTR)
Terdiri dari 7 kombinasi arah longitudinal dengan jumlah lajur
jembatan ruas kiri = 4 lajur dan jembatan ruas kanan = 5 lajur
Total kombinasi arah longitudinal
Jembatan Kiri = 7 x 4 = 28 kombinasi
Jembatan Kanan = 7 x 5 = 35 kombinasi
Terdiri dari 3 kombinasi dalam arah transversal dengan jarak dan
intensitas beban sebagai berikut
Jembatan Kiri
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 28 x 3
= 84 kombinasi
Jembatan Kanan
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 35 x 3
= 105 kombinasi
Nilai q dihitung menggunakan persamaan (3) untuk panjang 1 bentang gt 30 m
dimana panjang 1 span fly over = 3575 m
Contoh perhitungan nilai q sebagai berikut
q = 90 (05 15
3575 ) = 828 kPa
Gambar 20 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kiri
Gambar 21 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kanan
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
100 50
Keterangan
Keterangan
100 50
11 m 2 m 1 m 11 m 1 m 2 m 11 m
1375 m 275 m 1375 m 1375 m 1375 m 275 m 1375 m
26
Tabel 8 Kombinasi Beban ldquoDrdquo Arah Longitudinal Jembatan
Nama Span yang Dibebani Total Panjang
q (kNm2)
Kombinasi Span
1
Span
2
Span
3 Dibebani (m)
1 3575 828
2 3575 828
3 3575 828
4 715 639
5 715 639
6
7
715
10725
639
576
BTR diinputkan dalam bentuk beban garis sehingga nilai q (kNm2) dikalikan
lebar lajur yang dibebani (m)
Beban Garis Terpusat (BGT)
BGT diinputkan dalam bentuk beban titik pada program CSI Bridge sehingga nilai
intensitas p dikalikan dengan lebar lajur yang dibebani (m)
Beban garis = intensitas p x lebar lajur
= 49 kNm x 35 m
= 1715 kN
Dalam input BGT pada program digunakan faktor beban dinamis
senilai 14
4 Beban Truk ldquoTrdquo
Kendaraan truk yang digunakan adalah truk dengan berat 50 ton
Gambar 22 Input Beban Truk ldquoTrdquo
5 Gaya Rem
Gaya rem diinputkan sebagai beban titik dengan nilai sebagai berikut
Jembatan Kiri
Gaya rem per pier = nilai q terbesar x lebar lajur x panjang 1 span
jembatan x 5
27
= 9 kN
m2 x 145 m x 3575 m x 5
2 = 11663 kN
Jembatan Kanan
Gaya rem per pier = 9 kN
m2 x 18 m x 3575 m x 5
2 = 14479 kN
6 Pengaruh Temperatur
Gambar 23 Input Pengaruh Temperatur
7 Beban Angin
Diketahui
Cw = 125 (Tabel 3)
Vw = 35 ms (Tabel 2)
Ab = 198413 m2
Dengan menggunakan persamaan (4)
TE = 00006 Cw w 2Ab
= 00006 x 125 x 352 x 198413
= 18229 kN
TEW per pier = 18229 kN
4= 45573 kN
8 Tumbukan
100 kN
1
00
F
x
10o
Gambar 24 Proyeksi Tumbukan pada Pier Terhadap Sumbu X dan Sumbu Y
Fx
Fy
28
Tumbukan pada pier diinputkan sebagai beban titik dengan perhitungan sebagai
berikut
Fx = 100 kN x sin 100
= 17365 kN
Fy = 100 kN x cos 100
= 98481 kN
9 Beban Gempa
Pada penelitian ini analisis gempa dinamis dilakukan menggunakan grafik
respon spektrum Dalam pembuatan respon spektrum terlebih dahulu dilakukan
klasifikasi site (jenis tanah) lokasi yang ditinjau berdasarkan hasil penyelidikan
tanah (bore log) Dari data bore log dapat dihitung nilai rata-rata hasil uji
penetrasi standar (SPT) menggunakan persamaan (5) dengan hasil yang tertera
pada tabel berikut ini
Tabel 9 Perhitungan Nilai
Lapisan Kedalaman NSPT Tebal
(TebalSPT)
0 000 0 000 0000
1 330 2 330 1650
2 524 2 194 0971
3 723 2 198 0992
4 924 2 202 1009
5 1130 2 206 1028
6 1323 2 193 0963
7 1530 5 207 0415
8 1730 6 200 0333
9 1930 4 200 0500
10 2130 9 200 0222
11 2330 19 200 0105
12 2507 50 177 0035
13 2626 50 118 0024
14 2725 50 099 0020
15 2822 50 097 0019
16 2921 50 099 0020
17 3006 50 086 0017
3006 8324 3612
Diperoleh = 3612 dimana Σ Tebal Σ SPTfrasl yang menunjukkan bahwa jenis
tanah wilayah Tanjung Priok termasuk kelas situs E yaitu jenis tanah lunak
(Tabel 4) Selanjutnya dihitung nilai akselerasi respons spektra puncak untuk
periode pendek dan periode 1 detik dan desain akselerasi respon spektra
29
Gambar 25 (a) Peta Percepatan Puncak (PGA) wilayah Jakarta
(b) Peta Respon Spektra 02 detik (Ss) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
(c) Peta Respon Spektra 1 detik (S1) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
PGA (Peak Ground Acceleration) merupakan percepatan maksimum yang
menunjukkan intensitas daripada pergerakan lapisan tanah Berdasarkan Gambar 8
dapat diketahui bahwa wilayah yang ditinjau (Tanjung Priok Jakarta Utara)
memiliki nilai PGA 03 ndash 04 g Pendekatan angka menggunakan skala batas atas
dari nilai yang diketahui sehingga diambil nilai 04 g Wilayah Jakarta terdapat
pada zona dengan nilai respon spektra 02 detik probabilitas terlampaui 2 dalam
50 tahun (Ss) = 07 g dan nilai respon spektra 1 detik probabilitas terlampaui 2
dalam 50 tahun (S1 ) = 03 g Kemudian dengan interpolasi nilai Ss dan S1
menggunakan Tabel 5 amp 6 untuk tanah kelas E diperoleh nilai Fa dan Fv berturut-
turut sebesar 13 dan 28
Akselerasi respons spektra puncak periode pendek (SMS) dapat dihitung
dengan persamaan (6) sehingga SMS = 13 x 07 = 091 Akselerasi respons
spektra puncak periode 1 detik (SM1) dapat dihitung dengan persamaan (7)
sehingga SM1 = 28 x 03 = 084 Selanjutnya desain parameter akselerasi respon
spektra periode pendek dapat dihitung dengan persamaan (8) sehingga SDS =
091 = 07963 dan nilai desain parameter respon spektra periode 1 detik dapat
dihitung dengan persamaan (9) sehingga SD1 =
084 = 07350 Faktor
diperoleh dari konversi penggunaan peta gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
karena struktur yang ditinjau merupakan jembatan khusus dengan umur rencana
100 tahun Nilai Sa dihitung menggunakan persamaan 10-13 yang hasilnya
disajikan pada Tabel 10 Nilai T dan Sa diplot membentuk grafik respon spektrum
untuk analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
CSI Bridge
30
Tabel 10 Akselerasi Spektrum Gempa Wilayah Jakarta
T (det) Sa T (det) Sa
00000 03185 2 03675
01846 07963 21 03500
09231 07963 22 03341
1 07350 23 03196
11 06682 24 03063
12 06125 25 02940
13 05654 26 02827
14 05250 27 02722
15 04900 28 02625
16 04594 29 02534
17 04324 3 02450
18 04083 31 02371
19 03868 32 02297
Gambar 26 Grafik Respon Spektrum Wilayah
Jakarta Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010
Hasil Gaya Dalam (Internal Force)
a) Berat Sendiri
Kontrol perhitungan manual
Diketahui
Ag satu girder = 11915 m2
frsquoc girder = 40 MPa
wc girder = 25 kNm3
Tebal slab = 25 cm
frsquoc slab = 30 MPa
wc slab = 24 kNm3
Perhitungan
q slab = tebal slab x spasi antar girder x wc slab
= 025 m x 3567 m x 24 kNm3
= 21402 kNm
q girder = Ag girder x wc girder
= 11915 m2 x 25 kNm
3
= 29788 kNm
M girder = 1
8 q L2
= 1
8 29788 kN mfrasl 35
2 m
= 456129 kN-m
M slab = 1
8 q L2
= 1
8 21402 kN mfrasl 35
2 m
= 327718 kN-m
M girder + M slab = 456129 + 327718 = 783847 kN-m
31
Perhitungan momen secara manual dibandingkan dengan hasil yang ditampilkan
pada program CSI Bridge
Gambar 27 Hasil Momen Akibat Berat Sendiri pada Jembatan
Jembatan kiri terdapat 4 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 4 = 3135388 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min+M max = 28019386 kN-m + 7949228 kN-m
= 28814308 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
Jembatan kanan terdapat 5 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 5 = 3919235 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min + M max = 3494893 kN-m + 9915171 kN-m
= 35940447 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
b) Ultimate Limit States (ULS)
Kombinasi pembebanan yang menghasilkan gaya dalam maksimum
sepanjang jembatan adalah kombinasi ULS-5I (Tabel 7)
Gambar 28 Hasil Gaya Dalam Akibat Kombinasi Pembebanan ULS 5-I
32
c) Kontrol Lendutan
Lendutan maksimum yang diizinkan adalah L
800 =
35750 mm
800 = 4469 mm
sedangkan lendutan yang terjadi pada fly over dari program CSI Bridge
adalah 213 mm sehingga struktur dikatakan aman
Perhitungan Tendon
Dalam perhitungan tendon dan tulangan digunakan momen maksimal yang
terjadi pada penampang yang ditinjau
Tendon pada girder
Data Tendon
D tendon = 05 inchi = 127 mm = 00127 m
Ast = 987 mm2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Girder
Ag (Ax) = 11915 m2
Iz = 04204 m4
yt = 097 m
yb = 088 m
eb = 058 m
-Menghitung gaya prategang P
M berat sendiri = 801826 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 188156 kN-m
M beban hidup = 510983 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 1500965 kN-m
P2=
MybIz
-σb
1
Ax
ebybIz
P2=
150096 x 088
04204 3000
1
11915
058 x 088
04204 = 1384018 kN
Gambar 29 Deformasi yang Terjadi pada Struktur Akibat Beban Hidup
33
P1= Ast x x f u
= 00000987 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl = 110149 kN
Jumlah tendon yang diperlukan= P2
P1= 1384018 kN
110149 kN=125 tendon
Jumlah tendon eksisting = 110 tendon
Jumlah tendon hasil perhitungan yang melebihi tendon eksisting dapat disebabkan
karena perbedaan penggunaan jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo Perhitungan yang
dilakukan menggunakan semua kemungkinan kombinasi baik dalam arah
longitudinal maupun transversal jembatan (sub bab input pembebanan) Selain itu
dapat juga dikarenakan perbedaan dalam pemodelan panjang girder yang
menyebabkan terjadinya kelebihan momen
Tendon pada pier head
Data Tendon
D tendon = 06 inchi = 1524 mm = 0015 m
Ast = 1387 mm2 = 00001387 m
2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Pier Head
Ag (Ax) = 128765 m2
Iz = 6967 m4
yt = 139 m
yb = 123 m
et pada momen maksimal = 04396 m
et pada penampang kritis = 0702 m
-Menghitung P menggunakan Momen Pada Penampang Kritis (Mcr)
M berat sendiri = 41612388 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 7073499kN-m
M beban hidup = 14947156 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 63633043 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
63633043 x 139
3000
1
12875
0702 x 139
6967 = 40860556 kN
P1= Ast x x f u
= 00001387 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl =154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=
40860556 kN
154789 kN= 264 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
34
Berdasarkan jumlah tendon eksisting yang melebihi tendon yang diperlukan
dapat diasumsikan bahwa pier head tersebut tidak didesain menggunakan momen
pada penampang kritis (Mcr) Pada saat dibebani retak terjadi pada perubahan
geometri atau pada penampang kritis sehingga pada umumnya desain cukup
menggunakan Mcr yang nilainya lebih kecil daripada momen maksimal
-Menghitung P menggunakan Momen Maksimal (Mmax)
M berat sendiri = 57265256 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 8941951kN-m
M beban hidup = 20374506 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 86581713 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
865817123 x 139
6967 3000
1
12875
x 139
6967 = 86320521 kN
P1= 154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=86320521 kN
154789 kN= 558 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
Dengan menggunakan momen maksimum yang terjadi pada pier head hasil
perhitungan jumlah tendon yang diperlukan mendekati jumlah tendon eksisting
sehingga dapat diasumsikan struktur tersebut didesain menggunakan momen
maksimum Penggunaan momen maksimum yang terjadi menyebabkan
penambahan jumlah tendon dalam desain
Jumlah tendon eksisting Jumlah tendon yang diperlukan OK
Perhitungan Tulangan
Slab
-Tulangan Lentur Positif
Momen di lapangan Mu pada slab = 10333 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d = ndash drsquo= 250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
10333
08=12916 kN-m
Faktor tahanan momen = Mnx10
6
bd2 =
12916 x106
1000 x 2102= 2929
35
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2929
085 x 30 = 00079
ρmin
= 25 x 14
fy= 25 x
14
390= 0000897
Digunakan = 00079 sehingga
As= ρ b d = 00079 x 1000 mm x 210 mm = 167983 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 167983 mm2
= 1687 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
-Tulangan Lentur Negatif
Momen di tumpuan Mu pada slab = 9504 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d ndash drsquo=250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
9504
08=1188 kN-m
Faktor tahanan momen Rn=Mnx10
6
bd2 =
1188 x106
1000 x 2102= 2694
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2694
085 x 30 = 00073
ρmin
= 25 x 14
fy=25 x
14
390= 0000897
Digunakan ρ = 00073 sehingga
As= ρ b d = 00073 x 1000 mm x 210 mm =153652 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
36
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 153652 mm2
= 18443 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
- Tulangan Geser
Gaya geser Vu pada slab = 35306 kN
Kuat geser nominal yang disumbangkan oleh slab
c=
(
radicf
rsquoc
6
)
bwd =(radic30
6) 1000 x 210 = 19170289 kN
Vc = 06 x = 11502174 kN
u c tidak dibutuhkan tulangan geser
Girder
-Tulangan Lentur
Mu = 24895989 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 13 mm dengan jumlah 8 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 8 =
1
4 314 13
2 x 8 = 106132 mm2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan
(16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fcrsquo
d
dp ω- ωrsquo ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
10857 mm2
fps = 1860 (1 04
077 [00091
1860
40 2050
1800 (00414 00335 ])
= 18599 MPa
Menghitung lebar efektif Be
Diketahui tebal slab ho = 25 cm
Lebar efektif diambil nilai terkecil dari L
4 =
3575 m
4= 894 m
Jarak antar girder s = 3567 m
12 = 12 x 025 = 3 m Diambil Be = 3 m
Eslab = 2574296 MPa
Egirder = 2972541 MPa
n = Eslab
Egirder
= 2574296 MPa
2972541 MPa= 087
Sehingga Be = n x 3 m = 087 x 3 m = 261 m = 2610 mm
37
h = h girder + h slab = 250 + 1850 = 2100 mm
tebal selimut beton drsquo = 50 mm
d = h ndash drsquo
= 2100 mm ndash 50 mm = 2050 mm
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
Aps fps As fy = 085 fcrsquoab
10857 mm2
x 18599 MPa+106132 mm2 x 390 MPa = 085 x 40 MPa x a x
2610 mm
a = 23223 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16)
dengan nilai = 08 adalah sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d-a
2) As fy (d-
a
2)+
= 08 x 10857 mm2 x 18599 MPa (2050 mm-
23223 mm
2) +
106132 mm2
x 390 MPa (2050 mm-23223 mm
2)
= 31242337 kN-m + 640371 kN-m
= 31882709 kN-m
Mn = 31882709 kN-m gt Mu = 24720615 kN-m (OK memenuhi syarat)
Cara yang telah dijabarkan diatas merupakan cara mendesain kekuatan
lentur balok prategang dengan pendekatan trial and error diameter tulangan dan
jumlah tulangan dalam Nawy (2001) Dengan menggunakan pendekatan tersebut
terlebih dahulu dilakukan pemeriksaan terhadap tulangan eksisting menggunakan
data sekunder Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa kapasitas momen
nominal yang disumbangkan oleh tendon Mn tendon lebih besar daripada
momen ultimit yang terjadi Mu akibat pembebanan sehingga momen cukup
ditahan oleh tendon (tidak dibutuhkan tulangan lentur) Tulangan eksisting yang
digunakan merupakan tulangan susut yang berfungsi mencegah terjadinya retak
pada beton
tulangan susut = 00018 x luas penampang girder Ag
= 00018 x 11915 m2
= 00021447 m
2
Digunakan D-13 sehingga = 21447 mm2
1
4 d
2=
21447 m2
1
4 13
2= 16 lt n eksisting = 40
Menurut SNI 03-2847-2002 tentang Tata Cara Perhitungan Struktur Beton
untuk Bangunan Gedung jumlah tulangan susut dan suhu harus dipasang dengan
jarak tidak lebih dari lima kali tebal plat atau 450 mm Jarak maksimum antara
tulangan susut eksisting = 330 mm (lt 450 mm) sehingga tulangan tersebut dari
segi jumlah dan jarak antar tulangan memenuhi syarat
-Tulangan Geser
Girder di tumpuan
Ag = 2682500 mm2
h = 1850 mm
d = h-drsquo= 1850 mm ndash 50 mm = 1800 mm
bw = 1000 mm
38
Gaya geser di tumpuan = 300256 kN dan gaya aksial = 420053 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 420053
14 x 2682500 mm2 ) (
radic40
6) 1000 mm x 1800 mm
= 2109587 kN
c = 06 x 2109587 kN = 1265752 kN u = n
= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit
yang terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (300256 kN ndash (06 x 2109587 kN))06 = 2894674 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av = 2894674 x 103
390 MPa x 1800 mm
mm
= 515433 mm2
Digunakan D-22 sehingga n= Av
1
4 D2
= mm2
1
4 22
2=136 2 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 7 OK
Girder di lapangan
Ag = 1191500 mm2
h = 1850 mm
tulangan utama dan tulangan geser = D 13
d = h - drsquo- 13 - 05 x 13 = 17805 mm
= 1850 ndash 50 ndash 13 ndash (05 x 13) = 17805 mm
bw = 600 mm
Gaya geser di lapangan =193044 kN dan gaya aksial = 274113 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 274113
14 x 1191500 mm2 ) (
radic40
6) 600 mm x 17805 mm
= 1311133 kN
c= 06 x 1311133 kN = 78668 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang
terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
39
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (193044 kN ndash (06 x 1311133 kN))06 = 1906273 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av= 1906273 kN x 10
3
390 MPa x 17805 mm
150 mm
= 411784 mm2
Digunakan D-13 sehingga n= Av
1
4 D2
= 411784 mm2
1
4 13
2= 3103 4 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 4 OK
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 5215433 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Girder dianggap sebagai penampang berongga dinding tipis sehingga besar
modulus puntir = 2 Ambw dimana adalah girder
Jt = 2 x 1191500 mm2 x 2610 mm
= 6219630000 mm3
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 6219630000 (03 radic )radic1 10 1034
= 190101E+11 N-mm = 19010103 kN-m
Tc = 06 x 19010103 kN-m = 11406062 kN-m
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa nilai lebih besar dari sehingga
beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan torsi)
Pier Head
-Tulangan Lentur
Mu = 93134113 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 19 mm dengan jumlah 32 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 25=
1
4 314 x19
2 x 32 = 906832 mm
2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan (16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
Aps = 79059 mm2
fps = 1860 (1 04
081 [00061
1860
35 2520
1670 (00131 00196 ])
588537 MPa
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
40
Aps fps As fy= 085 fc ab
79059 mm2 x 588537 MPa + 906832mm
2 x 390 MPa = 085 x 35 MPa x a x
4500 mm
a = 373974 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16) dengan nilai
= 08 dapat dijabarkan sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d -a
2) As fy (d -
a
2)+
= 08 x 79059 mm2 x 588537 MPa (2520 mm-
373974 mm
2) +
906832 mm2 x 390 MPa (2520 mm-
373974 mm
2)
= 86842499 kN-m + 66008303 kN-m
= 108290509 kN-m
Mn = 93443330 kN-m gt Mu = 93134113 kN-m (OK memenuhi syarat)
-Tulangan Geser
Ag = 12876500 mm2
h = 2620 mm
d = h - d = 2620 mm ndash 100 mm = 2520 mm
= 4500 mm
Gaya geser u di tumpuan = 2011783 kN dan gaya aksial = 241249 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicf c
6) bwd
= (1 241249 kN
14 x 12876500 mm2 ) (
radic35
6) 4500 mm x 2520 mm
= 1118154 kN
c = 06 x 1118154 kN = 6708924 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa tahanan geser yang disumbangkan
oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang terjadi
sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (2011783 kN ndash 6708924 kN)06 = 1676113 kN
s = Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan
Av= s
fy x d
s
Av= 1676113 kN x 10
3
390 MPa x 2520 mm
125 mm
= 2131808 mm2
Digunakan D-16 sehingga n= Av
1
4 D2
= 2131808 mm2
1
4 16
2=106 11 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 8-D16 dan 2-D25 OK
41
Selisih jumlah tulangan D-16 antara hasil perhitungan dengan eksisting sebanyak
3 tulangan telah ditutupi dengan penggunaan 2 tulangan D-25 pada eksisting
sehingga tulangan tersebut dikatakan memenuhi syarat
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 1617885 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Untuk penampang segiempat masif modulus puntir Jt= 04x2y
Jt = 04 x 45002 mm x 2620 mm
= 21222 x 106 Nmm = 21222 kN-m
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 21222 x 106 Nmm (03 radic35 MPa)radic1
10 x 1034 MPa
35
= 6485 x 1011
N-mm = 648487513 kN-m
Tc= 06 x 648487513 kN-m = 389092507 kN-m
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa nilai Tc lebih besar dari Tu
sehingga beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan
torsi)
Pemeriksaan Kolom
Struktur kolom tidak hanya menerima beban aksial vertikal tetapi juga
momen lentur sehingga analisis kolom diperhitungkan untuk menyangga beban
aksial desak dengan eksentrisitas tertentu (Nasution 2009) Pada penelitian ini
analisis kolom dilakukan menggunakan program PCA Col untuk memeriksa
kapasitas tulangan eksisting terhadap beban yang bekerja pada struktur Beban
aksial dan momen yang diinputkan diperoleh dari program CSI Bridge Analisis
kolom dilakukan pada pier segmen 1 dan pier segmen 2 yang masing-masing
memiliki dimensi dan susunan tulangan yang berbeda
Gambar 30 Pemodelan Pier
Pier Segmen 1
Pier
Segmen 2
42
Pier Segmen 1
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1 dimana
aksial (P) maksimum 4181749 kN yang menghasilkan M33 sebesar 920863 kN-m
dan M22 sebesar 796380 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu M33 maksimum
sebesar 1862805 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar 218102 kN- m dan aksial
(P) sebesar 4326789 kN
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1
Dari data yang telah diinputkan diperoleh diagram interaksi seperti pada
Gambar 30 Terlihat baik pada kombinasi 1 dan 2 beban masih berada di area
tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan bahwa kombinasi pembebanan
mampu ditahan oleh pier sehingga pier dikatakan aman terhadap beban yang
bekerja
Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1
43
Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2
Pier Segmen 2
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1
dimana aksial (P) maksimum 629513 kN yang menghasilkan M33 sebesar
38634 kN-m dan M22 sebesar 74265 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu
M33 maksimum sebesar 248387 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar
73617 kN-m dan aksial (P) sebesar 721377 kN
Berdasarkan data yang inputkan diperoleh diagram interaksi pier untuk pier
segmen 2 sebagai berikut
Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
4
atau mencegah berkembangnya retak tersebut gaya konsentris atau eksentris
diberikan dalam arah longitudinal elemen struktural Gaya ini mencegah
berkembangnya retak dengan cara mengeliminasi atau sangat mengurangi
tegangan tarik di bagian tumpuan dan daerah kritis pada kondisi beban kerja
sehingga dapat meningkatkan kapasitas lentur geser dan torsional penampang
tersebut Gaya longitudinal tersebut merupakan gaya prategang yaitu gaya tekan
yang memberikan prategangan pada penampang di sepanjang bentang suatu
elemen struktural sebelum bekerjanya beban mati dan beban hidup transversal
atau beban hidup horizontal transien (Nawy 2001)
Beton prategang adalah beton bertulang yang diberi tegangan dalam untuk
mengurangi tegangan tarik potensial dalam beton akibat beban kerja Pada beton
bertulang tulangan di dalam komponen struktur tidak memberikan gaya dari
dirinya pada komponen struktur tersebut suatu hal yang berlawanan dengan aksi
baja prategang Baja tendon yang dibutuhkan untuk menghasilkan gaya prategang
di dalam komponen struktur prategang secara aktif memberikan beban awal pada
komponen struktur sehingga memungkinkan terjadinya pemulihan retak dan
defleksi Apabila kuat tarik lentur beton terlampaui komponen struktur prategang
mulai beraksi seperti elemen beton bertulang (Nawy 2001)
Gambar 3 Konsep Perbedaan Beton Bertulang (Reinforced Concrete) dan Beton
Prategang (Prestressed Concrete)
Sumber httpptsindianetdesign_criteriahtml
Pada beton prategang tegangan permanen diberikan di komponen struktur
sebelum seluruh beban mati dan beban hidup bekerja agar tegangan tarik netto
yang ditimbulkan oleh beban-beban tersebut dapat dieliminasi atau sangat
dikurangi Komponen struktur prategang mempunyai tinggi lebih kecil
dibandingkan beton bertulang untuk kondisi bentang dan beban yang sama akibat
eliminasi tegangan tarik netto yang ditimbulkan oleh beban dengan adanya
struktur prategang (Nawy 2001)
Terdapat dua teknik prategang pada beton yaitu pre-tensioning dan post-
tensioning Teknik pre-tensioning adalah pemberian tegangan pada tendon
sebelum beton dicor Teknik ini pada prinsipnya digunakan untuk
5
konstruksi jembatan bentang pendek yang menggunakan balok jembatan standar
Teknik post-tensioning merupakan pemberian tegangan yang dilakukan setelah
beton dicor
Standar Perencanaan Jembatan
Terdapat dua pendekatan dalam perencanaan sebuah struktur jembatan yaitu
rencana tegangan kerja dan rencana keadaan batas (ultimit)
1 Rencana Tegangan Kerja
Pendekatan ini merupakan pendekatan elastis yang digunakan untuk
memperkirakan kekuatan atau stabilitas dengan membatasi tegangan dalam
struktur sampai tegangan izin Tegangan izin tersebut dibuat dengan membuat
beberapa toleransi untuk stabilitas tidak linear dan pengaruh bahan pada
kekuatan struktur terisolasi dengan membagi kekuatan ultimate dengan faktor
keamanan (SF)
Pendekatan menggunakan tegangan kerja memiliki kelemahan yaitu kurangnya
efisiensi dalam mencapai tingkat keamanan yang konsisten bila faktor keamanan
digunakan pada bahan saja
2 Rencana Keadaan Batas (Ultimate)
Pada rencana keadaan batas margin keamanan digunakan lebih merata
pada seluruh struktur melalui penggunaan faktor keamanan parsial Tidak seperti
cara tegangan kerja yang mana faktor keamanan digunakan hanya untuk bahan
dalam rencana keadaan batas faktor keamanan terbagi antara beban dan bahan
faktor reduksi kekuatan x kapasitas nominal ge faktor beban x beban nominal
Rencana keadaan batas lebih rasional dibandingkan pendekatan tegangan kerja
Perencanaan yang dihasilkan oleh penggunaan prinsip keadaan batas akan lebih
ekonomis dan akan menghasilkan jembatan dengan kemampuan kapasitas dan
kekuatan yang merata
Pembebanan Pada Jembatan
Jenis-jenis beban yang perlu diperhitungkan dalam merancang suatu jembatan
menurut RSNI T-02-2005 tentang Standar Pembebanan untuk Jembatan adalah
sebagai berikut
1 Beban Mati (Dead Load)
Berat sendiri dan beban mati tambahan termasuk ke dalam kategori beban mati
A Berat Sendiri
Berat sendiri struktur merupakan semua beban tetap yang berasal dari
berat bangunan dan elemen-elemen struktural lain yang dipikulnya Termasuk
dalam hal ini adalah berat bahan dan bagian jembatan yang merupakan
6
elemen struktural ditambah dengan elemen non struktural yang dianggap tetap
Perhitungan berat sendiri dapat dilakukan menggunakan rumus
(1)
Keterangan
berat komponen persatuan volume (kNm3)
bentang jembatan (m)
luas penampang (m2)
Nilai berat komponen persatuan volume atau berat isi untuk berbagai jenis bahan
telah tercantum pada RSNI T-02-2005
Tabel 1 Berat Jenis untuk Beban Mati (kNm3)
No Bahan BeratSatuan Isi (kNm3) KerapatanMasa (kgm
3)
1 Campuran aluminium 2627 2720
2 Lapisan permukaan beraspal 22 2240
3 Besi tuang 71 7200
4 Timbunan tanah dipadatkan 172 1760
5 Kerikil dipadatkan 188-227 1920-2320
6 Aspal beton 22 2240
7 Beton ringan 1225-196 1250-2000
8 Beton 220-250 2240-2560
9 Beton prategang 250-260 2560-2640
10 Beton bertulang 235-255 2400-2600
11 Timbal 111 11400
12 Lempung lepas 125 1280
13 Batu Pasangan 235 2400
14 Neoprin 113 1150
15 Pasir kering 157-172 1600-1760
16 Pasir basah 180-188 1840-1920
17 Lumpur lunak 172 1760
18 Baja 77 7850
19 Kayu (ringan) 78 800
20 Kayu (keras) 11 1120
21 Air murni 98 1000
22 Air garam 10 1025
23 Besi tempa 755 7680
7
B Beban Mati Tambahan (Superimposed Dead Load)
Beban mati tambahan adalah berat seluruh bahan yang membentuk suatu
beban pada jembatan yang merupakan elemen non struktural dan besarnya dapat
berubah selama umur jembatan Beban mati tambahan dapat berupa utilitas pada
saat pengerjaan jembatan berat pelapisan kembali permukaan jembatan parapet
trotoar lampu jembatan pipa air serta sarana lainnya yang dipikul langsung oleh
jembatan
2 Beban Hidup (Live Load)
Beban hidup terdiri dari semua beban bergerak yang bekerja pada deck
jembatan Beban hidup terdiri dari beban kendaraan kereta maupun beban
pejalan kaki Beban hidup dapat tersebar merata sepanjang deck seperti beban
padatnya lalu lintas dan beban kereta api yang panjang ataupun dapat berupa
beban terpusat seperti beban truk berat tunggal poros dan lokomotif Beban lalu
lintas untuk perencanaan jembatan terdiri atas beban lajur ldquoDrdquo dan beban truk ldquoTrdquo
A Beban Lajur ldquoDrdquo
Beban Lajur ldquoDrdquo bekerja pada seluruh lebar lajur kendaraan dan
menimbulkan pengaruh pada jembatan yang ekuivalen dengan rangkaian
kendaraan yang sebenarnya Jumlah total beban lajur ldquoDrdquo yang bekerja tergantung
pada lebar lajur kendaraan jembatan Beban lajur D terdiri dari beban terbagi rata
(BTR) yang digabung dengan beban garis (BGT)
Beban Terbagi Rata (BTR)
Beban terbagi rata mempunyai intensitas q (KPa) dimana besarnya q tergantung
pada panjang total yang dibebani L seperti berikut
L le 30 m q = 90 kPa (2)
L gt 30 m q = 90 ( 05 15
L ) kPa (3)
Dengan pengertian
q = intensitas beban terbagi rata (BTR) dalam arah memanjang jembatan
Beban Garis Terpusat (BGT)
Beban garis dengan intensitas p kNm harus ditempatkan tegak lurus terhadap
arah lalu lintas pada jembatan Besarnya intensitas p adalah 490 kNm
B Beban Truk ldquoTrdquo
Pembebanan truk ldquoTrdquo merupakan kendaraan berat dengan jumlah 3 as Berat
dari masing-masing as disebarkan menjadi 2 beban merata sama besar yang
merupakan bidang kontak antara roda dengan permukaan lantai yang dimaksud
agar mewakili pengaruh roda kendaraan berat Terlepas dari panjang jembatan
atau susunan bentang hanya ada satu kendaraan truk ldquoTrdquo yang bisa ditempatkan
pada satu lajur lalu lintas rencana Kendaraan truk ldquoTrdquo harus ditempatkan
ditengah-tengah lajur lalu lintas rencana
8
3 Beban Angin
Tabel 2 Faktor Beban Akibat Beban Angin
Keadaan Batas
Lokasi
sampai 5 km dari pantai
(mdetik)
gt 5 km dari pantai
(mdetik)
Daya Layan 30 25
Ultimit 35 30
Faktor beban tersebut tidak berlaku untuk jembatan besar atau penting
seperti yang ditentukan oleh instansi yang berwenang Jembatan-jembatan
demikian harus diselidiki secara khusus akibat pengaruh beban angin termasuk
respons dinamis jembatan Gaya nominal ultimit dan daya layan jembatan akibat
pengaruh angin TEW tergantung kecepatan angin rencana seperti berikut
TE = 00006 Cw w 2Ab [kN] (4)
Keterangan
w kecepatan angin rencana (ms) untuk keadaan batas yang ditinjau
koefisien seret
luas koefisien bagian samping jembatan (m2)
Tabel 3 Koefisien Seret
Tipe Jembatan
Bangunan atas massif
bd = 10
bd = 20
bd ge 60
Bangunan atas rangka
21
15
125
12 Keterangan
b lebar keseluruhan jembatan dihitung dari sisi luar sandaran
d tinggi bangunan atas termasuk tinggi bagian sandaran yang masif
Harga antara dari bd bias diinterpolasi linier
Apabila bangunan atas mempunyai superelevasi harus dinaikkan sebesar 3
untuk setiap superelevasinya dengan kenaikan maksimum 25
4 Beban Gempa
Standar perencanaan ketahanan gempa untuk jembatan diatur dalam SNI
28332008 Standar tersebut membahas analisis dinamis dan digunakan untuk
merencanakan struktur jembatan tahan gempa sehingga kerusakan terjadi
setempat dan mudah diperbaiki struktur tidak runtuh dan dapat dimanfaatkan
kembali Analisis dinamis diperlukan sebagai verifikasi bila kinerja struktur
terhadap gempa tidak diwakili sepenuhnya oleh prosedur perhitungan statis dan
semi dinamis Cara spektral moda tunggal dan majemuk dengan atau tanpa
pengaruh interaksi tanah merupakan perhitungan semi-dinamis Analisis dinamis
dengan cara riwayat waktu sering menggunakan rekaman akselerasi gempa dari
luar sehingga perlu disesuaikan dengan akselerasi puncak (Peak Ground
Acceleration) untuk wilayah gempa yang ditinjau Pilihan prosedur analisis gempa
9
tergantung pada tipe jembatan besarnya koefisien akselerasi gempa dan tingkat
kecermatan
Perencanaan suatu struktur tahan gempa perlu mempertimbangkan faktor
percepatan puncak (PGA) respon spektra percepatan di batuan dasar untuk
perioda pendek 02 detik (Ss) dan untuk perioda 10 detik (S1) Ketiga nilai
tersebut dapat diperoleh menggunakan peta Hazard gempa Indonesia 2010
Penentuan kelas situs tanah (klasifikasi site) merupakan tahapan awal dalam
perencanaan beban gempa dengan terlebih dahulu mencari nilai N
N = Σi=1 tim
Σi=1
tiNi
frasl
m (5)
Kelas situs tanah dapat ditentukan berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia
2010 menggunakan tabel berikut
Tabel 4 Penentuan Kelas Situs Tanah
Kelas Situs (mdetik) Su(kPa)
SA (Batuan Keras) gt 1500 NA NA
SB (Batuan) 750-1500 NA NA
SC (Tanah Keras) 350-750 gt 50 gt 100
SD (Tanah Sedang) 175-350 15-50 50-100
SE (Tanah Lunak) lt 175 lt 15 lt 50
Setiap profil tanah yang mengandung lebih dari 3m tanah dengan karakteristik
sebagai berikut
1 Indeks plastisitas PI gt 20
2 Kadar air w ge 40 dan
3 Kadar geser niralir Su lt 25 kPa
SF (Tanah Khusus) Setiap profil lapisan tanah yang memiliki salah satu atau
lebih dari karakteristik berikut
1 Rawan dan berpotensi gagal atau runtuh akibat beban gempa seperti mudah
likuifaksi lempung sangat sensitif tanah tersegmentasi rendah
2 Lempung sangat organik atau gambut (ketebalan H gt 3 m)
3 Lempung berplastisitas sangat tinggi (ketebalan H gt 75 m dengan PI gt 75)
4 Lapisan lempung lunakmedium kaku (ketebalan H gt 35 m dengan Su lt 50 kPa
Keterangan NA = tidak dapat dipakai
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
Selanjutnya akselerasi respons spektra puncak dapat dihitung dengan
persamaan
SMS = Fa Ss (6)
SM1 = Fv S1 (7)
Keterangan
SMS = akselerasi respons spektra puncak pada periode pendek
SM1 = akselerasi respons spektra puncak pada periode 1 detik
Ss = nilai spektra percepatan untuk periode pendek 02 detik di batuan dasar
S1 = nilai spektra percepatan untuk periode 10 detik di batuan dasar
Fa = koefisien periode pendek
Fv = koefisien periode 1 detik
Nilai koefisien dan dapat ditentukan menggunakan Tabel 4 dan 5 Nilai
Ss dan S1 diperoleh dari Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
10
Tabel 5 Nilai Koefisien Fa
Ss
Klasifikasi
Site SS le 025 SS = 05 SS = 075 SS = 10 SS ge 125
SA 08 08 08 08 08
SB 10 10 10 10 10
SC 12 12 11 10 10
SD 16 14 12 11 10
SE 25 17 12 09 09
SF SS
Tabel 6 Nilai Koefisien Fv
S1
Klasifikasi
Site S1 le 01 S1 = 02 S1 = 03 S1 = 04 S1 ge 05
SA 08 08 08 08 08
SB 10 10 10 10 10
SC 17 16 15 14 13
SD 24 20 18 16 15
SE 35 32 28 24 24
SF SS
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
Desain parameter akselerasi spektra dihitung menggunakan persamaan
SDS =
SMS (8)
SD1 =
SM1 (9)
Faktor
diperoleh dari hasil konversi dari gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
Pembuatan respon spektrum menggunakan persamaan berikut
Sa = SDS 04 06 T
To) untuk (10)
Sa = SDS untuk (11)
Sa = SD1
T untuk (12)
Sa = SD1TL
T2 untuk (13)
Nilai dan dihitung menggunakan persamaan
T0 = 02 SD1
SDS (14)
TS = SD1
SDS (15)
dimana TL = waktu transisi periode panjang
Sa = akselerasi spektra
SDS = desain parameter akselerasi respon spektra periode pendek
SD1 = desain parameter akselerasi respon spektra periode 1 detik
SMS = akselerasi respon spektra puncak periode pendek
SM1 = akselerasi respon spektra puncak periode 1 detik
Berdasarkan nilai Sa dan T dapat dibuat grafik respon spektrum seperti berikut
11
Gambar 4 Desain Respon Spektrum
Sumber ASCE 07-2010
Gambar 5 Peta Respon Spektra Percepatan 02 Detik (SS) di Batuan Dasar (SB)
untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun
Gambar 6 Peta Respon Spektra Percepatan 10 Detik (S1) di Batuan Dasar (SB)
untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
12
Desain dan Perhitungan Balok
Rumus-rumus yang digunakan pada analisis struktur balok mengacu pada RSNI
T-02-2005 dan RSNI T-12-2004
1 Tulangan lentur balok
Tegangan analitis batas baja prategang fps (untuk perhitungan kekuatan
batas nominal penampang beton prategang) harus diambil tidak melebihi fpy
Jika tidak tersedia perhitungan yang lebih tepat dan tegangan efektif pada
tendon fpe tidak kurang dari 05 fpu tegangan analitis batas baja prategang fps
dalam tendon yang terlekat penuh dapat diambil sebesar
fps= fpu (1- p
β1[ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) (16)
Jika pengaruh tulangan tekan diperhitungkan pada saat menghitung fps dengan
persamaan (16) maka nilai [ρp
fpu
fc
d
dp ω - ω ] harus diambil tidak kurang dari
017 dan nilai drsquo tidak lebih dari 015
Keterangan
p = faktor yang memperhitungkan jenis tendon prategang dengan nilai
055 untuk fpy
fpu ge 080
040 untuk fpy
fpu ge 085
028 untuk fpy
fpu ge 090
β1 = faktor tinggi blok tegangan tekan persegi ekuivalen beban dimana
β1 = 085 untuk fc le 30 MPa
β1 = 085 ndash 0008 (fc - 30) untuk fc ge 30 MPa (17)
Perencanaan momen lentur harus didasarkan pada
Mu le Mn (18)
Nilai Mn dihitung dengan persamaan
Mn = 08 Apsfps (d -a
2 ) As fy (d -
a
2 )+ (19)
Jarak antar tulangan dihitung menggunakan persamaan
Apsfps As fy = 085 fc ab (20)
2 Tulangan Geser Balok
Perencanaan tulangan geser harus didasarkan pada
u le n (21)
Dimana nilai adalah kuat geser nominal yang dihitung menggunakan
persamaan
n= c s (22)
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton pada struktur yang dibebani geser
dan lentur saja dapat dihitung menggunakan persamaan sebagai berikut
13
c= (radicf c
6) bwd (23)
Kuat geser yang disumbangkan oleh tulangan geser untuk tulangan geser yang
tegak lurus terhadap sumbu aksial komponen struktur dapat dihitung
menggunakan persamaan
s= Av fy d
s (24)
Kekuatan lentur dari balok beton bertulang sebagai komponen struktur jembatan
harus direncanakan dengan menggunakan cara ultimit atau cara Perencanaan
berdasarkan Beban dan Kekuatan Terfaktor (PBKT)
3 Kekuatan Puntir Balok
Kekuatan puntir balok harus didasarkan pada
Tu le Tn (25)
Dimana puntir nominal Tn bisa dihitung sebagai penjumlahan dari puntir nominal
yang disumbangkan oleh beton Tc dan puntir nominal yang disumbangkan oleh
tulangan Ts dengan rumus
Tn= Tc Ts (26)
Dimana
Tc= Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
(27)
Ts= fy (Asw
s) 2 Act cot t (28)
Persamaan tersebut digunakan dalam menghitung nilai kekuatan puntir nominal
tulangan dengan nilai t = 45o untuk beton non prategang dan t=375
o untuk
beton prategang
Untuk sengkang tertutup dapat dihitung Asw
sle 02
y1
fyf (29)
Tn=2AoAtfyv
scot (30)
Dengan dapat diambil sebesar 085
Gambar 7 Areal Aoh
14
Tulangan longitudinal tambahan yang diperlukan untuk menahan puntir dapat
dihitung menggunakan persamaan
Al= (At
s) ρ
h
fyv
fyt cot2 (31)
Desain dan Perhitungan Kolom
Pengaruh kelangsingan kolom dapat diabaikan untuk komponen struktur tekan tak
bergoyang apabila dipenuhi klu
r le 34- (12
M1
M2) (32)
Untuk komponen struktur tekan bergoyang pengaruh kelangsingan dapat
diabaikan apabila klu
r le 22 (33)
Beberapa persyaratan tulangan memanjang untuk kolom antara lain memiliki
luas tidak kurang dari 001 Ag dan tidak melebihi 008 Ag kecuali jika jumlah dan
penempatan tulangan mempersulit penempatan dan pemadatan beton pada
sambungan dan persilangan dari bagian-bagian komponen maka batas maksimal
rasio tulangan perlu dikurangi
Rasio tulangan spiral ρs tidak boleh kurang dari
ρs= 045 (
Ag
Ac-1)
f c
fy (34)
Software CSI Bridge
Computers and Structures Inc (CSI) Bridge merupakan salah satu software
yang dikembangkan oleh pihak CSI yang merupakan pelopor dalam
pengembangan software untuk analisis struktur dan gempa Tahap pemodelan
analisis dan desain dari struktur sebuah jembatan telah diintegrasikan dalam
software CSI Bridge untuk menciptakan perangkat komputer engineering yang
mendasar Dengan menggunakan CSI Bridge dapat didesain jembatan beton
maupan baja dengan cepat dan mudah Fitur parametric modeller memungkinkan
pengguna untuk membuat model jembatan sederhana hingga kompleks dan
membuat perubahan secara efisien dalam melakukan kontrol pada desain
(httpwwwcsiamericacomcsibridge)
Software PCA Col
PCAColumn (PCA Col) merupakan software yang dirancang untuk
mendesain dan memeriksa kapasitas penampang beton bertulang terhadap gaya
aksial dan momen lentur Bentuk penampang benton dapat berupa persegi empat
lingkaran hingga tidak beraturan dengan berbagai macam susunan dan pola
tulangan Selain itu efek kelangsingan kolom juga dapat diperhitungkan Dari
program tersebut dapat diperoleh diagram interaksi gaya aksial (P) dan momen
lentur (M) baik dalam sumbu uniaksial maupun biaksial dimana Mx dan My juga
dapat diplot terhadap sumbu biaksial dari kolom dan dinding geser yang tidak
beraturan (httppcacolumnsoftwareinformercom)
15
METODOLOGI
Waktu dan Tempat
Penelitian dilakukan pada bulan Februari ndash Juni 2013 yang diawali dengan
pengumpulan data Data penelitian diperoleh dari Satuan Kerja Pelaksanaan Jalan
Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A Struktur yang ditinjau adalah fly over
P106-P107 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425)
Gambar 8 Denah Lokasi Proyek yang Ditinjau
Proyek pembangunan jalan bebas hambatan Tanjung Priok merupakan
program strategis pemerintah dalam rangka meningkatkan kapasitas jaringan
transportasi kota Jakarta khususnya Jakarta Utara Proyek ini menjadi salah satu
upaya pengembangan Kawasan Strategis Nasional Tanjung Priok sebagai pusat
kegiatan ekspor-impor yang saat ini telah menempati peringkat ke-24 dunia untuk
arus peti kemas Jalan bebas hambatan yang dibangun berfungsi sebagai jalan
pintas untuk meningkatkan akses terhadap pelabuhan dan dalam jangka panjang
juga berfungsi sebagai penghubung ruas tol Jakarta Outer Ring Road (JORR)
dengan Jakarta Inter Urban Toll (JIUT)
Alat dan Bahan
Alat yang digunakan dalam penelitian ini adalah sebagai berikut
1 Komputer Intel CoreTM
Duo Processor T6600
2 Program CSI Bridge Versi 15 dan PCA Col
3 Program Microsoft Office Excel 2010
4 Program Autocad 2010
Bahan penelitian merupakan data sekunder berupa shop drawing Proyek Jalan
Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A yaitu data struktur P106-P107
16
Penggunaan shop drawing dikarenakan belum tersedianya data as built drawing
Data-data yang diperoleh meliputi
1 Denah dan gambar detail struktur fly over P106-P107 yang meliputi layout
fly over dimensi struktur jembatan serta gambar detail tendon dan tulangan
Struktur yang ditinjau memiliki kriteria desain sebagai berikut
a) Slab
Kuat tekan beton ( ) = 30 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic30 MPa = 2574296 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
b) PCU Girder
Kuat tekan beton ( ) = 40 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic40 MPa = 2972541 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Kuat tarik putus ( = 1860 MPa
Kuat leleh baja prategang ( ) = 1670 MPa
c) Pier Head
Kuat tekan beton ( ) = 35 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic40 MPa = 2780557 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Kuat tarik putus ( = 1860 MPa
Kuat leleh baja prategang ( ) = 1670 MPa
d) Pier
Tipe = Y Pier
Kuat tekan beton ( ) = 30 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic30 MPa = 2574296 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Tinggi pier ( ) = 22 m
Lebar pier ( = 35 m
Tebal pier ( ) = 45 m
e) Data soil investigation Bore Log (Lampiran 2)
2 Standar dan peraturan perencanaan sebagai berikut
RSNI T-02-2005 ldquoPembebanan untuk Jembatanrdquo
SNI 2833 2008 ldquoStandar Perencanaan Ketahanan Gempa untuk Jembatanrdquo
RSNI T-12-2004 ldquoPerencanaan Struktur Beton untuk Jembatanrdquo
SNI 03-3847-2002 ldquoTata Cara Perhitungan Struktur Beton untuk Bangunan
Gedungrdquo
17
Tahapan Penelitian
Tahapan penelitian tersaji dalam diagram alir sebagai berikut
Keterangan
1 Data sekunder merupakan shop drawing kontraktor PT Obayashi-Jaya
Konstruksi JO yang digunakan dalam penelitian ini sebagai acuan dalam
pemodelan jembatan
2 Peraturan dan standar perencanaan terkait dengan penelitian ini adalah Standar
Nasional Indonesia Peraturan pembebanan jembatan terdapat dalam RSNI T-
02-2005 Perencanaan ketahanan gempa untuk jembatan terdapat dalam SNI
2833 2008 Perencanaan struktur beton untuk jembatan terdapat dalam RSNI
T-12-2004
Mulai
Pengumpulan Data Penelitian dan Bahan Rujukan
Program CSI Bridge
Pemodelan
Struktur
Input
Pembebanan
Input
Spektrum Gempa
Gaya Dalam
Desain
Ulang
Tulangan
Selesai
Aman
Mu le Mn
u le n
Tu le Tn
Tidak
Ya
Gambar 9 Diagram Alir Penelitian
18
3 Program CSI Bridge digunakan untuk mempermudah dalam menganalisis
gaya dalam (internal force) yang bekerja akibat pembebanan Setelah
dilakukan pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum dapat
diperoleh nilai gaya dalam ultimit Analisis gaya dalam dilakukan dengan
membandingkan gaya dalam ultimit yang terjadi akibat pembebanan dengan
kapasitas nominal struktur fly over yang ditinjau
Pemodelan Struktur
a) Layout fly over
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri
dari 2 ruas jembatan kiri dan kanan dimana panjang 1 bentang (span)
sebesar 3575 m dengan jumlah bentang yang dianalisis sebanyak 3 span
Pendefinisian layout fly over pada program CSI Bridge dapat
menggunakan bridge wizard di menu Home
Gambar 10 Layout Line Struktur Fly Over
b) Material konstruksi dan penampang
Beton dengan = 30 MPa untuk slab dan pier
Beton dengan = 35 MPa untuk pier head
Beton dengan = 40 MPa untuk PCU Girder
Baja tulangan U39 dengan = 390 MPa
Baja tendon dengan fpy=1670 MPa dan fpu= 1860 MPa
19
Input material dilakukan pada menu Home-Bridge Wizard-Materials seperti pada
Gambar 12 berikut Sedangkan pemodelan penampang dilakukan pada menu
Components-Properties-Frame Properties-New-Frame Section Property Type
concrete-Precast U
Gambar 11 Input Material dan Penampang PCU Girder
Pendefinisian jumlah girder jarak antar girder dan tebal slab dilakukan pada
menu Components-Superstructure Deck Sections-New-Precast U Girder
Gambar 12 Penampang Superstruktur Jembatan
20
c) Jenis perletakan adalah tipe sendi-rol yang didefinisikan pada menu Home-
Bridge Wizards-Bearings
Gambar 13 Jenis Perletakan
d) Input pembebanan
Kombinasi pembebanan mengacu pada RSNI T-02-2005 Input
kombinasi pembebanan dilakukan pada menu DesignRating ndash Load
Combination ndash Add New Load Combination ndash Masukkan Load Case Name ndash
Load Case Type ndash Scale Factor ndash OK Contoh kombinasi pembebanan yang
telah diinputkan pada CSI Bridge terlihat pada gambar berikut
Gambar 14 Input Kombinasi Pembebanan
e) Input Respon Spektrum
Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 dibuat respon spektrum untuk
analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
21
CSI Bridge Respon spektrum diinputkan pada menu Loads ndash Functions ndash Respon
Spectrum ndash Add New Function ndash Pilih User ndash Masukkan Damping Ratio 005 ndash
Masukkan nilai Period dan Acceleration (Diperoleh dari hasil perhitungan
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010) ndash OK Pembuatan respon spektrum
gempa secara lebih rinci dijelaskan pada bab pembahasan
Gambar 15 Input Respon Spektrum Wilayah Jakarta
f) Hasil Gaya Dalam
Setelah pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum
struktur dapat dianalisis pada menu Analysis ndash Run Analysis ndash Pilih Load Case
yang ingin dianalisis ndash Run Analysis Hasil gaya dalam dapat ditampilkan pada
menu Home ndash Display ndash Show Bridge Superstructure Forces
Gambar 16 Contoh Momen Akibat Kombinasi Pembebanan
22
HASIL DAN PEMBAHASAN
Model Struktur Jembatan
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri dari 2
ruas jembatan kiri dan kanan dengan panjang total 10725 m Struktur terdiri dari
3 span dimana panjang satu span 3575 m Superstruktur jembatan ruas kiri terdiri
dari 4 girder dan ruas kanan terdiri dari 5 girder dengan tipe PCU dan memiliki
superelevasi sebesar 2 Struktur fly over tersebut ditopang oleh dua kolom cast
in site tipe Y-Pier dengan tinggi 22 m
Gambar 17 Pemodelan Struktur Fly Over
Gambar 19 Tampak Samping Struktur Fly Over
145 m 18 m
L total = 10725 m
Gambar 18 Tampak Depan Struktur Fly Over
23
Input Pembebanan
Pembebanan yang diinputkan pada program CSI Bridge mengacu pada
RSNI T-02-2005 (Tabel 40) mengenai Peraturan Pembebanan untuk Jembatan
dengan ragam kombinasi pada kondisi ultimit (Ultimate Limit States) sebagai
berikut
Tabel 7 Kombinasi Pembebanan
Nama
Kombinasi
Aksi
Permanen Aksi Transien Aksi Khusus
MS MA PS TD TT TB ET EW TTC
EQ-
X
EQ-
Y
ULS-1A 13 2 1 198 198 132
ULS-1B 13 2 1 198 198 132
ULS-1C 13 2 1 198 198 132
ULS-1D 13 2 1 198 198 132
ULS-4A 13 2 1 132 132
ULS-5A 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5B 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5C 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5D 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5E 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5F 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5G 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5H 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5I 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5J 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5K 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5L 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-5M 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5N 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5O 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5P 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-6A 13 2 1 198 198 1
ULS-6B 13 2 1 198 198 1
Keterangan
MS = Berat Sendiri
MA = Beban Mati Tambahan
PS = Pengaruh Prategang
TD = Beban Lajur ldquoDrdquo
TT = Beban Truk ldquoTrdquo
TB = Gaya Rem
ET = Beban Temperatur
EW = Beban Angin
TTC = Beban Tumbukan
EQ-X = Beban gempa dalam arah X
EQ-Y = Beban gempa dalam arah Y
24
Besarnya nilai beban-beban yang terjadi dapat dijabarkan dalam contoh
perhitungan sebagai berikut
1 Berat sendiri
PCU-Girder dan Slab
wc girder = 25 kNm3
wc slab = wc pier = 24 kNm3
Luas (A) girder = A satu girder x jumlah girder = 11915 m2 x 9 = 107235 m
2
A slab = tebal slab x lebar total jembatan = 025 m x (18 m+145 m) = 8125 m2
Berat girder = A girder x panjang total jembatan x wc girder
= 107235 m2 x 10725 m x 25 kNm
3
= 2875238 kN
Berat slab = A slab x panjang total jembatan x wc slab
= 10723 m2 x 10725 m x 24 kNm
3
= 2091375 kN
Pier
A pier segmen 1 = 2 m x 45 m = 9 m2
A pier segmen 2 = 20565 m2
Panjang pier segmen 1 = 7088 m
Panjang pier segmen 2 = 17147 m
Berat pier segmen 1 = A pier x panjang pier x wc pier
= 9 m2 x 7088 m x 24 kNm
3 = 153103 kN
Berat pier segmen 2 = A pier x panjang pier x wc pier
= 20565 m2 x 17147 m x 24 kNm
3
= 8463073 kN
Berat pier = 153103 kN + 8463073 kN = 9994103 kN
Total berat sendiri = Berat girder + slab + pier
= 2875238 kN + 2091375 kN + 9994103 kN
= 5966023 kN
2 Beban Mati Tambahan
Aspal
wc aspal = 22 kNm3
Tebal aspal = 75 cm
Perhitungan beban mati tambahan dengan menggunakan persamaan (1)
dapat dijabarkan sebagai berikut
Berat aspal = wcLA
= 22 kNm3 x 10725 m x (325 m x 0075 m)
= 5751281 kN
Parapet
wc parapet = 24 kNm3
A parapet = 0526 m2
Berat parapet = wcLA
= 24 kNm3 x 10725 m x 0526 m
2
= 1353924 kN
Total beban mati tambahan = berat aspal + parapet
= 5751281 kN + 1353924 kN
= 7105205 kN
25
3 Beban Lajur D
Beban Terbagi Rata (BTR)
Terdiri dari 7 kombinasi arah longitudinal dengan jumlah lajur
jembatan ruas kiri = 4 lajur dan jembatan ruas kanan = 5 lajur
Total kombinasi arah longitudinal
Jembatan Kiri = 7 x 4 = 28 kombinasi
Jembatan Kanan = 7 x 5 = 35 kombinasi
Terdiri dari 3 kombinasi dalam arah transversal dengan jarak dan
intensitas beban sebagai berikut
Jembatan Kiri
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 28 x 3
= 84 kombinasi
Jembatan Kanan
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 35 x 3
= 105 kombinasi
Nilai q dihitung menggunakan persamaan (3) untuk panjang 1 bentang gt 30 m
dimana panjang 1 span fly over = 3575 m
Contoh perhitungan nilai q sebagai berikut
q = 90 (05 15
3575 ) = 828 kPa
Gambar 20 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kiri
Gambar 21 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kanan
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
100 50
Keterangan
Keterangan
100 50
11 m 2 m 1 m 11 m 1 m 2 m 11 m
1375 m 275 m 1375 m 1375 m 1375 m 275 m 1375 m
26
Tabel 8 Kombinasi Beban ldquoDrdquo Arah Longitudinal Jembatan
Nama Span yang Dibebani Total Panjang
q (kNm2)
Kombinasi Span
1
Span
2
Span
3 Dibebani (m)
1 3575 828
2 3575 828
3 3575 828
4 715 639
5 715 639
6
7
715
10725
639
576
BTR diinputkan dalam bentuk beban garis sehingga nilai q (kNm2) dikalikan
lebar lajur yang dibebani (m)
Beban Garis Terpusat (BGT)
BGT diinputkan dalam bentuk beban titik pada program CSI Bridge sehingga nilai
intensitas p dikalikan dengan lebar lajur yang dibebani (m)
Beban garis = intensitas p x lebar lajur
= 49 kNm x 35 m
= 1715 kN
Dalam input BGT pada program digunakan faktor beban dinamis
senilai 14
4 Beban Truk ldquoTrdquo
Kendaraan truk yang digunakan adalah truk dengan berat 50 ton
Gambar 22 Input Beban Truk ldquoTrdquo
5 Gaya Rem
Gaya rem diinputkan sebagai beban titik dengan nilai sebagai berikut
Jembatan Kiri
Gaya rem per pier = nilai q terbesar x lebar lajur x panjang 1 span
jembatan x 5
27
= 9 kN
m2 x 145 m x 3575 m x 5
2 = 11663 kN
Jembatan Kanan
Gaya rem per pier = 9 kN
m2 x 18 m x 3575 m x 5
2 = 14479 kN
6 Pengaruh Temperatur
Gambar 23 Input Pengaruh Temperatur
7 Beban Angin
Diketahui
Cw = 125 (Tabel 3)
Vw = 35 ms (Tabel 2)
Ab = 198413 m2
Dengan menggunakan persamaan (4)
TE = 00006 Cw w 2Ab
= 00006 x 125 x 352 x 198413
= 18229 kN
TEW per pier = 18229 kN
4= 45573 kN
8 Tumbukan
100 kN
1
00
F
x
10o
Gambar 24 Proyeksi Tumbukan pada Pier Terhadap Sumbu X dan Sumbu Y
Fx
Fy
28
Tumbukan pada pier diinputkan sebagai beban titik dengan perhitungan sebagai
berikut
Fx = 100 kN x sin 100
= 17365 kN
Fy = 100 kN x cos 100
= 98481 kN
9 Beban Gempa
Pada penelitian ini analisis gempa dinamis dilakukan menggunakan grafik
respon spektrum Dalam pembuatan respon spektrum terlebih dahulu dilakukan
klasifikasi site (jenis tanah) lokasi yang ditinjau berdasarkan hasil penyelidikan
tanah (bore log) Dari data bore log dapat dihitung nilai rata-rata hasil uji
penetrasi standar (SPT) menggunakan persamaan (5) dengan hasil yang tertera
pada tabel berikut ini
Tabel 9 Perhitungan Nilai
Lapisan Kedalaman NSPT Tebal
(TebalSPT)
0 000 0 000 0000
1 330 2 330 1650
2 524 2 194 0971
3 723 2 198 0992
4 924 2 202 1009
5 1130 2 206 1028
6 1323 2 193 0963
7 1530 5 207 0415
8 1730 6 200 0333
9 1930 4 200 0500
10 2130 9 200 0222
11 2330 19 200 0105
12 2507 50 177 0035
13 2626 50 118 0024
14 2725 50 099 0020
15 2822 50 097 0019
16 2921 50 099 0020
17 3006 50 086 0017
3006 8324 3612
Diperoleh = 3612 dimana Σ Tebal Σ SPTfrasl yang menunjukkan bahwa jenis
tanah wilayah Tanjung Priok termasuk kelas situs E yaitu jenis tanah lunak
(Tabel 4) Selanjutnya dihitung nilai akselerasi respons spektra puncak untuk
periode pendek dan periode 1 detik dan desain akselerasi respon spektra
29
Gambar 25 (a) Peta Percepatan Puncak (PGA) wilayah Jakarta
(b) Peta Respon Spektra 02 detik (Ss) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
(c) Peta Respon Spektra 1 detik (S1) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
PGA (Peak Ground Acceleration) merupakan percepatan maksimum yang
menunjukkan intensitas daripada pergerakan lapisan tanah Berdasarkan Gambar 8
dapat diketahui bahwa wilayah yang ditinjau (Tanjung Priok Jakarta Utara)
memiliki nilai PGA 03 ndash 04 g Pendekatan angka menggunakan skala batas atas
dari nilai yang diketahui sehingga diambil nilai 04 g Wilayah Jakarta terdapat
pada zona dengan nilai respon spektra 02 detik probabilitas terlampaui 2 dalam
50 tahun (Ss) = 07 g dan nilai respon spektra 1 detik probabilitas terlampaui 2
dalam 50 tahun (S1 ) = 03 g Kemudian dengan interpolasi nilai Ss dan S1
menggunakan Tabel 5 amp 6 untuk tanah kelas E diperoleh nilai Fa dan Fv berturut-
turut sebesar 13 dan 28
Akselerasi respons spektra puncak periode pendek (SMS) dapat dihitung
dengan persamaan (6) sehingga SMS = 13 x 07 = 091 Akselerasi respons
spektra puncak periode 1 detik (SM1) dapat dihitung dengan persamaan (7)
sehingga SM1 = 28 x 03 = 084 Selanjutnya desain parameter akselerasi respon
spektra periode pendek dapat dihitung dengan persamaan (8) sehingga SDS =
091 = 07963 dan nilai desain parameter respon spektra periode 1 detik dapat
dihitung dengan persamaan (9) sehingga SD1 =
084 = 07350 Faktor
diperoleh dari konversi penggunaan peta gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
karena struktur yang ditinjau merupakan jembatan khusus dengan umur rencana
100 tahun Nilai Sa dihitung menggunakan persamaan 10-13 yang hasilnya
disajikan pada Tabel 10 Nilai T dan Sa diplot membentuk grafik respon spektrum
untuk analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
CSI Bridge
30
Tabel 10 Akselerasi Spektrum Gempa Wilayah Jakarta
T (det) Sa T (det) Sa
00000 03185 2 03675
01846 07963 21 03500
09231 07963 22 03341
1 07350 23 03196
11 06682 24 03063
12 06125 25 02940
13 05654 26 02827
14 05250 27 02722
15 04900 28 02625
16 04594 29 02534
17 04324 3 02450
18 04083 31 02371
19 03868 32 02297
Gambar 26 Grafik Respon Spektrum Wilayah
Jakarta Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010
Hasil Gaya Dalam (Internal Force)
a) Berat Sendiri
Kontrol perhitungan manual
Diketahui
Ag satu girder = 11915 m2
frsquoc girder = 40 MPa
wc girder = 25 kNm3
Tebal slab = 25 cm
frsquoc slab = 30 MPa
wc slab = 24 kNm3
Perhitungan
q slab = tebal slab x spasi antar girder x wc slab
= 025 m x 3567 m x 24 kNm3
= 21402 kNm
q girder = Ag girder x wc girder
= 11915 m2 x 25 kNm
3
= 29788 kNm
M girder = 1
8 q L2
= 1
8 29788 kN mfrasl 35
2 m
= 456129 kN-m
M slab = 1
8 q L2
= 1
8 21402 kN mfrasl 35
2 m
= 327718 kN-m
M girder + M slab = 456129 + 327718 = 783847 kN-m
31
Perhitungan momen secara manual dibandingkan dengan hasil yang ditampilkan
pada program CSI Bridge
Gambar 27 Hasil Momen Akibat Berat Sendiri pada Jembatan
Jembatan kiri terdapat 4 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 4 = 3135388 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min+M max = 28019386 kN-m + 7949228 kN-m
= 28814308 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
Jembatan kanan terdapat 5 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 5 = 3919235 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min + M max = 3494893 kN-m + 9915171 kN-m
= 35940447 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
b) Ultimate Limit States (ULS)
Kombinasi pembebanan yang menghasilkan gaya dalam maksimum
sepanjang jembatan adalah kombinasi ULS-5I (Tabel 7)
Gambar 28 Hasil Gaya Dalam Akibat Kombinasi Pembebanan ULS 5-I
32
c) Kontrol Lendutan
Lendutan maksimum yang diizinkan adalah L
800 =
35750 mm
800 = 4469 mm
sedangkan lendutan yang terjadi pada fly over dari program CSI Bridge
adalah 213 mm sehingga struktur dikatakan aman
Perhitungan Tendon
Dalam perhitungan tendon dan tulangan digunakan momen maksimal yang
terjadi pada penampang yang ditinjau
Tendon pada girder
Data Tendon
D tendon = 05 inchi = 127 mm = 00127 m
Ast = 987 mm2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Girder
Ag (Ax) = 11915 m2
Iz = 04204 m4
yt = 097 m
yb = 088 m
eb = 058 m
-Menghitung gaya prategang P
M berat sendiri = 801826 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 188156 kN-m
M beban hidup = 510983 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 1500965 kN-m
P2=
MybIz
-σb
1
Ax
ebybIz
P2=
150096 x 088
04204 3000
1
11915
058 x 088
04204 = 1384018 kN
Gambar 29 Deformasi yang Terjadi pada Struktur Akibat Beban Hidup
33
P1= Ast x x f u
= 00000987 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl = 110149 kN
Jumlah tendon yang diperlukan= P2
P1= 1384018 kN
110149 kN=125 tendon
Jumlah tendon eksisting = 110 tendon
Jumlah tendon hasil perhitungan yang melebihi tendon eksisting dapat disebabkan
karena perbedaan penggunaan jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo Perhitungan yang
dilakukan menggunakan semua kemungkinan kombinasi baik dalam arah
longitudinal maupun transversal jembatan (sub bab input pembebanan) Selain itu
dapat juga dikarenakan perbedaan dalam pemodelan panjang girder yang
menyebabkan terjadinya kelebihan momen
Tendon pada pier head
Data Tendon
D tendon = 06 inchi = 1524 mm = 0015 m
Ast = 1387 mm2 = 00001387 m
2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Pier Head
Ag (Ax) = 128765 m2
Iz = 6967 m4
yt = 139 m
yb = 123 m
et pada momen maksimal = 04396 m
et pada penampang kritis = 0702 m
-Menghitung P menggunakan Momen Pada Penampang Kritis (Mcr)
M berat sendiri = 41612388 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 7073499kN-m
M beban hidup = 14947156 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 63633043 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
63633043 x 139
3000
1
12875
0702 x 139
6967 = 40860556 kN
P1= Ast x x f u
= 00001387 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl =154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=
40860556 kN
154789 kN= 264 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
34
Berdasarkan jumlah tendon eksisting yang melebihi tendon yang diperlukan
dapat diasumsikan bahwa pier head tersebut tidak didesain menggunakan momen
pada penampang kritis (Mcr) Pada saat dibebani retak terjadi pada perubahan
geometri atau pada penampang kritis sehingga pada umumnya desain cukup
menggunakan Mcr yang nilainya lebih kecil daripada momen maksimal
-Menghitung P menggunakan Momen Maksimal (Mmax)
M berat sendiri = 57265256 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 8941951kN-m
M beban hidup = 20374506 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 86581713 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
865817123 x 139
6967 3000
1
12875
x 139
6967 = 86320521 kN
P1= 154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=86320521 kN
154789 kN= 558 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
Dengan menggunakan momen maksimum yang terjadi pada pier head hasil
perhitungan jumlah tendon yang diperlukan mendekati jumlah tendon eksisting
sehingga dapat diasumsikan struktur tersebut didesain menggunakan momen
maksimum Penggunaan momen maksimum yang terjadi menyebabkan
penambahan jumlah tendon dalam desain
Jumlah tendon eksisting Jumlah tendon yang diperlukan OK
Perhitungan Tulangan
Slab
-Tulangan Lentur Positif
Momen di lapangan Mu pada slab = 10333 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d = ndash drsquo= 250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
10333
08=12916 kN-m
Faktor tahanan momen = Mnx10
6
bd2 =
12916 x106
1000 x 2102= 2929
35
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2929
085 x 30 = 00079
ρmin
= 25 x 14
fy= 25 x
14
390= 0000897
Digunakan = 00079 sehingga
As= ρ b d = 00079 x 1000 mm x 210 mm = 167983 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 167983 mm2
= 1687 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
-Tulangan Lentur Negatif
Momen di tumpuan Mu pada slab = 9504 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d ndash drsquo=250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
9504
08=1188 kN-m
Faktor tahanan momen Rn=Mnx10
6
bd2 =
1188 x106
1000 x 2102= 2694
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2694
085 x 30 = 00073
ρmin
= 25 x 14
fy=25 x
14
390= 0000897
Digunakan ρ = 00073 sehingga
As= ρ b d = 00073 x 1000 mm x 210 mm =153652 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
36
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 153652 mm2
= 18443 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
- Tulangan Geser
Gaya geser Vu pada slab = 35306 kN
Kuat geser nominal yang disumbangkan oleh slab
c=
(
radicf
rsquoc
6
)
bwd =(radic30
6) 1000 x 210 = 19170289 kN
Vc = 06 x = 11502174 kN
u c tidak dibutuhkan tulangan geser
Girder
-Tulangan Lentur
Mu = 24895989 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 13 mm dengan jumlah 8 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 8 =
1
4 314 13
2 x 8 = 106132 mm2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan
(16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fcrsquo
d
dp ω- ωrsquo ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
10857 mm2
fps = 1860 (1 04
077 [00091
1860
40 2050
1800 (00414 00335 ])
= 18599 MPa
Menghitung lebar efektif Be
Diketahui tebal slab ho = 25 cm
Lebar efektif diambil nilai terkecil dari L
4 =
3575 m
4= 894 m
Jarak antar girder s = 3567 m
12 = 12 x 025 = 3 m Diambil Be = 3 m
Eslab = 2574296 MPa
Egirder = 2972541 MPa
n = Eslab
Egirder
= 2574296 MPa
2972541 MPa= 087
Sehingga Be = n x 3 m = 087 x 3 m = 261 m = 2610 mm
37
h = h girder + h slab = 250 + 1850 = 2100 mm
tebal selimut beton drsquo = 50 mm
d = h ndash drsquo
= 2100 mm ndash 50 mm = 2050 mm
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
Aps fps As fy = 085 fcrsquoab
10857 mm2
x 18599 MPa+106132 mm2 x 390 MPa = 085 x 40 MPa x a x
2610 mm
a = 23223 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16)
dengan nilai = 08 adalah sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d-a
2) As fy (d-
a
2)+
= 08 x 10857 mm2 x 18599 MPa (2050 mm-
23223 mm
2) +
106132 mm2
x 390 MPa (2050 mm-23223 mm
2)
= 31242337 kN-m + 640371 kN-m
= 31882709 kN-m
Mn = 31882709 kN-m gt Mu = 24720615 kN-m (OK memenuhi syarat)
Cara yang telah dijabarkan diatas merupakan cara mendesain kekuatan
lentur balok prategang dengan pendekatan trial and error diameter tulangan dan
jumlah tulangan dalam Nawy (2001) Dengan menggunakan pendekatan tersebut
terlebih dahulu dilakukan pemeriksaan terhadap tulangan eksisting menggunakan
data sekunder Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa kapasitas momen
nominal yang disumbangkan oleh tendon Mn tendon lebih besar daripada
momen ultimit yang terjadi Mu akibat pembebanan sehingga momen cukup
ditahan oleh tendon (tidak dibutuhkan tulangan lentur) Tulangan eksisting yang
digunakan merupakan tulangan susut yang berfungsi mencegah terjadinya retak
pada beton
tulangan susut = 00018 x luas penampang girder Ag
= 00018 x 11915 m2
= 00021447 m
2
Digunakan D-13 sehingga = 21447 mm2
1
4 d
2=
21447 m2
1
4 13
2= 16 lt n eksisting = 40
Menurut SNI 03-2847-2002 tentang Tata Cara Perhitungan Struktur Beton
untuk Bangunan Gedung jumlah tulangan susut dan suhu harus dipasang dengan
jarak tidak lebih dari lima kali tebal plat atau 450 mm Jarak maksimum antara
tulangan susut eksisting = 330 mm (lt 450 mm) sehingga tulangan tersebut dari
segi jumlah dan jarak antar tulangan memenuhi syarat
-Tulangan Geser
Girder di tumpuan
Ag = 2682500 mm2
h = 1850 mm
d = h-drsquo= 1850 mm ndash 50 mm = 1800 mm
bw = 1000 mm
38
Gaya geser di tumpuan = 300256 kN dan gaya aksial = 420053 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 420053
14 x 2682500 mm2 ) (
radic40
6) 1000 mm x 1800 mm
= 2109587 kN
c = 06 x 2109587 kN = 1265752 kN u = n
= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit
yang terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (300256 kN ndash (06 x 2109587 kN))06 = 2894674 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av = 2894674 x 103
390 MPa x 1800 mm
mm
= 515433 mm2
Digunakan D-22 sehingga n= Av
1
4 D2
= mm2
1
4 22
2=136 2 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 7 OK
Girder di lapangan
Ag = 1191500 mm2
h = 1850 mm
tulangan utama dan tulangan geser = D 13
d = h - drsquo- 13 - 05 x 13 = 17805 mm
= 1850 ndash 50 ndash 13 ndash (05 x 13) = 17805 mm
bw = 600 mm
Gaya geser di lapangan =193044 kN dan gaya aksial = 274113 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 274113
14 x 1191500 mm2 ) (
radic40
6) 600 mm x 17805 mm
= 1311133 kN
c= 06 x 1311133 kN = 78668 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang
terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
39
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (193044 kN ndash (06 x 1311133 kN))06 = 1906273 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av= 1906273 kN x 10
3
390 MPa x 17805 mm
150 mm
= 411784 mm2
Digunakan D-13 sehingga n= Av
1
4 D2
= 411784 mm2
1
4 13
2= 3103 4 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 4 OK
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 5215433 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Girder dianggap sebagai penampang berongga dinding tipis sehingga besar
modulus puntir = 2 Ambw dimana adalah girder
Jt = 2 x 1191500 mm2 x 2610 mm
= 6219630000 mm3
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 6219630000 (03 radic )radic1 10 1034
= 190101E+11 N-mm = 19010103 kN-m
Tc = 06 x 19010103 kN-m = 11406062 kN-m
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa nilai lebih besar dari sehingga
beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan torsi)
Pier Head
-Tulangan Lentur
Mu = 93134113 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 19 mm dengan jumlah 32 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 25=
1
4 314 x19
2 x 32 = 906832 mm
2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan (16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
Aps = 79059 mm2
fps = 1860 (1 04
081 [00061
1860
35 2520
1670 (00131 00196 ])
588537 MPa
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
40
Aps fps As fy= 085 fc ab
79059 mm2 x 588537 MPa + 906832mm
2 x 390 MPa = 085 x 35 MPa x a x
4500 mm
a = 373974 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16) dengan nilai
= 08 dapat dijabarkan sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d -a
2) As fy (d -
a
2)+
= 08 x 79059 mm2 x 588537 MPa (2520 mm-
373974 mm
2) +
906832 mm2 x 390 MPa (2520 mm-
373974 mm
2)
= 86842499 kN-m + 66008303 kN-m
= 108290509 kN-m
Mn = 93443330 kN-m gt Mu = 93134113 kN-m (OK memenuhi syarat)
-Tulangan Geser
Ag = 12876500 mm2
h = 2620 mm
d = h - d = 2620 mm ndash 100 mm = 2520 mm
= 4500 mm
Gaya geser u di tumpuan = 2011783 kN dan gaya aksial = 241249 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicf c
6) bwd
= (1 241249 kN
14 x 12876500 mm2 ) (
radic35
6) 4500 mm x 2520 mm
= 1118154 kN
c = 06 x 1118154 kN = 6708924 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa tahanan geser yang disumbangkan
oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang terjadi
sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (2011783 kN ndash 6708924 kN)06 = 1676113 kN
s = Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan
Av= s
fy x d
s
Av= 1676113 kN x 10
3
390 MPa x 2520 mm
125 mm
= 2131808 mm2
Digunakan D-16 sehingga n= Av
1
4 D2
= 2131808 mm2
1
4 16
2=106 11 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 8-D16 dan 2-D25 OK
41
Selisih jumlah tulangan D-16 antara hasil perhitungan dengan eksisting sebanyak
3 tulangan telah ditutupi dengan penggunaan 2 tulangan D-25 pada eksisting
sehingga tulangan tersebut dikatakan memenuhi syarat
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 1617885 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Untuk penampang segiempat masif modulus puntir Jt= 04x2y
Jt = 04 x 45002 mm x 2620 mm
= 21222 x 106 Nmm = 21222 kN-m
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 21222 x 106 Nmm (03 radic35 MPa)radic1
10 x 1034 MPa
35
= 6485 x 1011
N-mm = 648487513 kN-m
Tc= 06 x 648487513 kN-m = 389092507 kN-m
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa nilai Tc lebih besar dari Tu
sehingga beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan
torsi)
Pemeriksaan Kolom
Struktur kolom tidak hanya menerima beban aksial vertikal tetapi juga
momen lentur sehingga analisis kolom diperhitungkan untuk menyangga beban
aksial desak dengan eksentrisitas tertentu (Nasution 2009) Pada penelitian ini
analisis kolom dilakukan menggunakan program PCA Col untuk memeriksa
kapasitas tulangan eksisting terhadap beban yang bekerja pada struktur Beban
aksial dan momen yang diinputkan diperoleh dari program CSI Bridge Analisis
kolom dilakukan pada pier segmen 1 dan pier segmen 2 yang masing-masing
memiliki dimensi dan susunan tulangan yang berbeda
Gambar 30 Pemodelan Pier
Pier Segmen 1
Pier
Segmen 2
42
Pier Segmen 1
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1 dimana
aksial (P) maksimum 4181749 kN yang menghasilkan M33 sebesar 920863 kN-m
dan M22 sebesar 796380 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu M33 maksimum
sebesar 1862805 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar 218102 kN- m dan aksial
(P) sebesar 4326789 kN
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1
Dari data yang telah diinputkan diperoleh diagram interaksi seperti pada
Gambar 30 Terlihat baik pada kombinasi 1 dan 2 beban masih berada di area
tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan bahwa kombinasi pembebanan
mampu ditahan oleh pier sehingga pier dikatakan aman terhadap beban yang
bekerja
Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1
43
Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2
Pier Segmen 2
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1
dimana aksial (P) maksimum 629513 kN yang menghasilkan M33 sebesar
38634 kN-m dan M22 sebesar 74265 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu
M33 maksimum sebesar 248387 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar
73617 kN-m dan aksial (P) sebesar 721377 kN
Berdasarkan data yang inputkan diperoleh diagram interaksi pier untuk pier
segmen 2 sebagai berikut
Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
5
konstruksi jembatan bentang pendek yang menggunakan balok jembatan standar
Teknik post-tensioning merupakan pemberian tegangan yang dilakukan setelah
beton dicor
Standar Perencanaan Jembatan
Terdapat dua pendekatan dalam perencanaan sebuah struktur jembatan yaitu
rencana tegangan kerja dan rencana keadaan batas (ultimit)
1 Rencana Tegangan Kerja
Pendekatan ini merupakan pendekatan elastis yang digunakan untuk
memperkirakan kekuatan atau stabilitas dengan membatasi tegangan dalam
struktur sampai tegangan izin Tegangan izin tersebut dibuat dengan membuat
beberapa toleransi untuk stabilitas tidak linear dan pengaruh bahan pada
kekuatan struktur terisolasi dengan membagi kekuatan ultimate dengan faktor
keamanan (SF)
Pendekatan menggunakan tegangan kerja memiliki kelemahan yaitu kurangnya
efisiensi dalam mencapai tingkat keamanan yang konsisten bila faktor keamanan
digunakan pada bahan saja
2 Rencana Keadaan Batas (Ultimate)
Pada rencana keadaan batas margin keamanan digunakan lebih merata
pada seluruh struktur melalui penggunaan faktor keamanan parsial Tidak seperti
cara tegangan kerja yang mana faktor keamanan digunakan hanya untuk bahan
dalam rencana keadaan batas faktor keamanan terbagi antara beban dan bahan
faktor reduksi kekuatan x kapasitas nominal ge faktor beban x beban nominal
Rencana keadaan batas lebih rasional dibandingkan pendekatan tegangan kerja
Perencanaan yang dihasilkan oleh penggunaan prinsip keadaan batas akan lebih
ekonomis dan akan menghasilkan jembatan dengan kemampuan kapasitas dan
kekuatan yang merata
Pembebanan Pada Jembatan
Jenis-jenis beban yang perlu diperhitungkan dalam merancang suatu jembatan
menurut RSNI T-02-2005 tentang Standar Pembebanan untuk Jembatan adalah
sebagai berikut
1 Beban Mati (Dead Load)
Berat sendiri dan beban mati tambahan termasuk ke dalam kategori beban mati
A Berat Sendiri
Berat sendiri struktur merupakan semua beban tetap yang berasal dari
berat bangunan dan elemen-elemen struktural lain yang dipikulnya Termasuk
dalam hal ini adalah berat bahan dan bagian jembatan yang merupakan
6
elemen struktural ditambah dengan elemen non struktural yang dianggap tetap
Perhitungan berat sendiri dapat dilakukan menggunakan rumus
(1)
Keterangan
berat komponen persatuan volume (kNm3)
bentang jembatan (m)
luas penampang (m2)
Nilai berat komponen persatuan volume atau berat isi untuk berbagai jenis bahan
telah tercantum pada RSNI T-02-2005
Tabel 1 Berat Jenis untuk Beban Mati (kNm3)
No Bahan BeratSatuan Isi (kNm3) KerapatanMasa (kgm
3)
1 Campuran aluminium 2627 2720
2 Lapisan permukaan beraspal 22 2240
3 Besi tuang 71 7200
4 Timbunan tanah dipadatkan 172 1760
5 Kerikil dipadatkan 188-227 1920-2320
6 Aspal beton 22 2240
7 Beton ringan 1225-196 1250-2000
8 Beton 220-250 2240-2560
9 Beton prategang 250-260 2560-2640
10 Beton bertulang 235-255 2400-2600
11 Timbal 111 11400
12 Lempung lepas 125 1280
13 Batu Pasangan 235 2400
14 Neoprin 113 1150
15 Pasir kering 157-172 1600-1760
16 Pasir basah 180-188 1840-1920
17 Lumpur lunak 172 1760
18 Baja 77 7850
19 Kayu (ringan) 78 800
20 Kayu (keras) 11 1120
21 Air murni 98 1000
22 Air garam 10 1025
23 Besi tempa 755 7680
7
B Beban Mati Tambahan (Superimposed Dead Load)
Beban mati tambahan adalah berat seluruh bahan yang membentuk suatu
beban pada jembatan yang merupakan elemen non struktural dan besarnya dapat
berubah selama umur jembatan Beban mati tambahan dapat berupa utilitas pada
saat pengerjaan jembatan berat pelapisan kembali permukaan jembatan parapet
trotoar lampu jembatan pipa air serta sarana lainnya yang dipikul langsung oleh
jembatan
2 Beban Hidup (Live Load)
Beban hidup terdiri dari semua beban bergerak yang bekerja pada deck
jembatan Beban hidup terdiri dari beban kendaraan kereta maupun beban
pejalan kaki Beban hidup dapat tersebar merata sepanjang deck seperti beban
padatnya lalu lintas dan beban kereta api yang panjang ataupun dapat berupa
beban terpusat seperti beban truk berat tunggal poros dan lokomotif Beban lalu
lintas untuk perencanaan jembatan terdiri atas beban lajur ldquoDrdquo dan beban truk ldquoTrdquo
A Beban Lajur ldquoDrdquo
Beban Lajur ldquoDrdquo bekerja pada seluruh lebar lajur kendaraan dan
menimbulkan pengaruh pada jembatan yang ekuivalen dengan rangkaian
kendaraan yang sebenarnya Jumlah total beban lajur ldquoDrdquo yang bekerja tergantung
pada lebar lajur kendaraan jembatan Beban lajur D terdiri dari beban terbagi rata
(BTR) yang digabung dengan beban garis (BGT)
Beban Terbagi Rata (BTR)
Beban terbagi rata mempunyai intensitas q (KPa) dimana besarnya q tergantung
pada panjang total yang dibebani L seperti berikut
L le 30 m q = 90 kPa (2)
L gt 30 m q = 90 ( 05 15
L ) kPa (3)
Dengan pengertian
q = intensitas beban terbagi rata (BTR) dalam arah memanjang jembatan
Beban Garis Terpusat (BGT)
Beban garis dengan intensitas p kNm harus ditempatkan tegak lurus terhadap
arah lalu lintas pada jembatan Besarnya intensitas p adalah 490 kNm
B Beban Truk ldquoTrdquo
Pembebanan truk ldquoTrdquo merupakan kendaraan berat dengan jumlah 3 as Berat
dari masing-masing as disebarkan menjadi 2 beban merata sama besar yang
merupakan bidang kontak antara roda dengan permukaan lantai yang dimaksud
agar mewakili pengaruh roda kendaraan berat Terlepas dari panjang jembatan
atau susunan bentang hanya ada satu kendaraan truk ldquoTrdquo yang bisa ditempatkan
pada satu lajur lalu lintas rencana Kendaraan truk ldquoTrdquo harus ditempatkan
ditengah-tengah lajur lalu lintas rencana
8
3 Beban Angin
Tabel 2 Faktor Beban Akibat Beban Angin
Keadaan Batas
Lokasi
sampai 5 km dari pantai
(mdetik)
gt 5 km dari pantai
(mdetik)
Daya Layan 30 25
Ultimit 35 30
Faktor beban tersebut tidak berlaku untuk jembatan besar atau penting
seperti yang ditentukan oleh instansi yang berwenang Jembatan-jembatan
demikian harus diselidiki secara khusus akibat pengaruh beban angin termasuk
respons dinamis jembatan Gaya nominal ultimit dan daya layan jembatan akibat
pengaruh angin TEW tergantung kecepatan angin rencana seperti berikut
TE = 00006 Cw w 2Ab [kN] (4)
Keterangan
w kecepatan angin rencana (ms) untuk keadaan batas yang ditinjau
koefisien seret
luas koefisien bagian samping jembatan (m2)
Tabel 3 Koefisien Seret
Tipe Jembatan
Bangunan atas massif
bd = 10
bd = 20
bd ge 60
Bangunan atas rangka
21
15
125
12 Keterangan
b lebar keseluruhan jembatan dihitung dari sisi luar sandaran
d tinggi bangunan atas termasuk tinggi bagian sandaran yang masif
Harga antara dari bd bias diinterpolasi linier
Apabila bangunan atas mempunyai superelevasi harus dinaikkan sebesar 3
untuk setiap superelevasinya dengan kenaikan maksimum 25
4 Beban Gempa
Standar perencanaan ketahanan gempa untuk jembatan diatur dalam SNI
28332008 Standar tersebut membahas analisis dinamis dan digunakan untuk
merencanakan struktur jembatan tahan gempa sehingga kerusakan terjadi
setempat dan mudah diperbaiki struktur tidak runtuh dan dapat dimanfaatkan
kembali Analisis dinamis diperlukan sebagai verifikasi bila kinerja struktur
terhadap gempa tidak diwakili sepenuhnya oleh prosedur perhitungan statis dan
semi dinamis Cara spektral moda tunggal dan majemuk dengan atau tanpa
pengaruh interaksi tanah merupakan perhitungan semi-dinamis Analisis dinamis
dengan cara riwayat waktu sering menggunakan rekaman akselerasi gempa dari
luar sehingga perlu disesuaikan dengan akselerasi puncak (Peak Ground
Acceleration) untuk wilayah gempa yang ditinjau Pilihan prosedur analisis gempa
9
tergantung pada tipe jembatan besarnya koefisien akselerasi gempa dan tingkat
kecermatan
Perencanaan suatu struktur tahan gempa perlu mempertimbangkan faktor
percepatan puncak (PGA) respon spektra percepatan di batuan dasar untuk
perioda pendek 02 detik (Ss) dan untuk perioda 10 detik (S1) Ketiga nilai
tersebut dapat diperoleh menggunakan peta Hazard gempa Indonesia 2010
Penentuan kelas situs tanah (klasifikasi site) merupakan tahapan awal dalam
perencanaan beban gempa dengan terlebih dahulu mencari nilai N
N = Σi=1 tim
Σi=1
tiNi
frasl
m (5)
Kelas situs tanah dapat ditentukan berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia
2010 menggunakan tabel berikut
Tabel 4 Penentuan Kelas Situs Tanah
Kelas Situs (mdetik) Su(kPa)
SA (Batuan Keras) gt 1500 NA NA
SB (Batuan) 750-1500 NA NA
SC (Tanah Keras) 350-750 gt 50 gt 100
SD (Tanah Sedang) 175-350 15-50 50-100
SE (Tanah Lunak) lt 175 lt 15 lt 50
Setiap profil tanah yang mengandung lebih dari 3m tanah dengan karakteristik
sebagai berikut
1 Indeks plastisitas PI gt 20
2 Kadar air w ge 40 dan
3 Kadar geser niralir Su lt 25 kPa
SF (Tanah Khusus) Setiap profil lapisan tanah yang memiliki salah satu atau
lebih dari karakteristik berikut
1 Rawan dan berpotensi gagal atau runtuh akibat beban gempa seperti mudah
likuifaksi lempung sangat sensitif tanah tersegmentasi rendah
2 Lempung sangat organik atau gambut (ketebalan H gt 3 m)
3 Lempung berplastisitas sangat tinggi (ketebalan H gt 75 m dengan PI gt 75)
4 Lapisan lempung lunakmedium kaku (ketebalan H gt 35 m dengan Su lt 50 kPa
Keterangan NA = tidak dapat dipakai
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
Selanjutnya akselerasi respons spektra puncak dapat dihitung dengan
persamaan
SMS = Fa Ss (6)
SM1 = Fv S1 (7)
Keterangan
SMS = akselerasi respons spektra puncak pada periode pendek
SM1 = akselerasi respons spektra puncak pada periode 1 detik
Ss = nilai spektra percepatan untuk periode pendek 02 detik di batuan dasar
S1 = nilai spektra percepatan untuk periode 10 detik di batuan dasar
Fa = koefisien periode pendek
Fv = koefisien periode 1 detik
Nilai koefisien dan dapat ditentukan menggunakan Tabel 4 dan 5 Nilai
Ss dan S1 diperoleh dari Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
10
Tabel 5 Nilai Koefisien Fa
Ss
Klasifikasi
Site SS le 025 SS = 05 SS = 075 SS = 10 SS ge 125
SA 08 08 08 08 08
SB 10 10 10 10 10
SC 12 12 11 10 10
SD 16 14 12 11 10
SE 25 17 12 09 09
SF SS
Tabel 6 Nilai Koefisien Fv
S1
Klasifikasi
Site S1 le 01 S1 = 02 S1 = 03 S1 = 04 S1 ge 05
SA 08 08 08 08 08
SB 10 10 10 10 10
SC 17 16 15 14 13
SD 24 20 18 16 15
SE 35 32 28 24 24
SF SS
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
Desain parameter akselerasi spektra dihitung menggunakan persamaan
SDS =
SMS (8)
SD1 =
SM1 (9)
Faktor
diperoleh dari hasil konversi dari gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
Pembuatan respon spektrum menggunakan persamaan berikut
Sa = SDS 04 06 T
To) untuk (10)
Sa = SDS untuk (11)
Sa = SD1
T untuk (12)
Sa = SD1TL
T2 untuk (13)
Nilai dan dihitung menggunakan persamaan
T0 = 02 SD1
SDS (14)
TS = SD1
SDS (15)
dimana TL = waktu transisi periode panjang
Sa = akselerasi spektra
SDS = desain parameter akselerasi respon spektra periode pendek
SD1 = desain parameter akselerasi respon spektra periode 1 detik
SMS = akselerasi respon spektra puncak periode pendek
SM1 = akselerasi respon spektra puncak periode 1 detik
Berdasarkan nilai Sa dan T dapat dibuat grafik respon spektrum seperti berikut
11
Gambar 4 Desain Respon Spektrum
Sumber ASCE 07-2010
Gambar 5 Peta Respon Spektra Percepatan 02 Detik (SS) di Batuan Dasar (SB)
untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun
Gambar 6 Peta Respon Spektra Percepatan 10 Detik (S1) di Batuan Dasar (SB)
untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
12
Desain dan Perhitungan Balok
Rumus-rumus yang digunakan pada analisis struktur balok mengacu pada RSNI
T-02-2005 dan RSNI T-12-2004
1 Tulangan lentur balok
Tegangan analitis batas baja prategang fps (untuk perhitungan kekuatan
batas nominal penampang beton prategang) harus diambil tidak melebihi fpy
Jika tidak tersedia perhitungan yang lebih tepat dan tegangan efektif pada
tendon fpe tidak kurang dari 05 fpu tegangan analitis batas baja prategang fps
dalam tendon yang terlekat penuh dapat diambil sebesar
fps= fpu (1- p
β1[ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) (16)
Jika pengaruh tulangan tekan diperhitungkan pada saat menghitung fps dengan
persamaan (16) maka nilai [ρp
fpu
fc
d
dp ω - ω ] harus diambil tidak kurang dari
017 dan nilai drsquo tidak lebih dari 015
Keterangan
p = faktor yang memperhitungkan jenis tendon prategang dengan nilai
055 untuk fpy
fpu ge 080
040 untuk fpy
fpu ge 085
028 untuk fpy
fpu ge 090
β1 = faktor tinggi blok tegangan tekan persegi ekuivalen beban dimana
β1 = 085 untuk fc le 30 MPa
β1 = 085 ndash 0008 (fc - 30) untuk fc ge 30 MPa (17)
Perencanaan momen lentur harus didasarkan pada
Mu le Mn (18)
Nilai Mn dihitung dengan persamaan
Mn = 08 Apsfps (d -a
2 ) As fy (d -
a
2 )+ (19)
Jarak antar tulangan dihitung menggunakan persamaan
Apsfps As fy = 085 fc ab (20)
2 Tulangan Geser Balok
Perencanaan tulangan geser harus didasarkan pada
u le n (21)
Dimana nilai adalah kuat geser nominal yang dihitung menggunakan
persamaan
n= c s (22)
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton pada struktur yang dibebani geser
dan lentur saja dapat dihitung menggunakan persamaan sebagai berikut
13
c= (radicf c
6) bwd (23)
Kuat geser yang disumbangkan oleh tulangan geser untuk tulangan geser yang
tegak lurus terhadap sumbu aksial komponen struktur dapat dihitung
menggunakan persamaan
s= Av fy d
s (24)
Kekuatan lentur dari balok beton bertulang sebagai komponen struktur jembatan
harus direncanakan dengan menggunakan cara ultimit atau cara Perencanaan
berdasarkan Beban dan Kekuatan Terfaktor (PBKT)
3 Kekuatan Puntir Balok
Kekuatan puntir balok harus didasarkan pada
Tu le Tn (25)
Dimana puntir nominal Tn bisa dihitung sebagai penjumlahan dari puntir nominal
yang disumbangkan oleh beton Tc dan puntir nominal yang disumbangkan oleh
tulangan Ts dengan rumus
Tn= Tc Ts (26)
Dimana
Tc= Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
(27)
Ts= fy (Asw
s) 2 Act cot t (28)
Persamaan tersebut digunakan dalam menghitung nilai kekuatan puntir nominal
tulangan dengan nilai t = 45o untuk beton non prategang dan t=375
o untuk
beton prategang
Untuk sengkang tertutup dapat dihitung Asw
sle 02
y1
fyf (29)
Tn=2AoAtfyv
scot (30)
Dengan dapat diambil sebesar 085
Gambar 7 Areal Aoh
14
Tulangan longitudinal tambahan yang diperlukan untuk menahan puntir dapat
dihitung menggunakan persamaan
Al= (At
s) ρ
h
fyv
fyt cot2 (31)
Desain dan Perhitungan Kolom
Pengaruh kelangsingan kolom dapat diabaikan untuk komponen struktur tekan tak
bergoyang apabila dipenuhi klu
r le 34- (12
M1
M2) (32)
Untuk komponen struktur tekan bergoyang pengaruh kelangsingan dapat
diabaikan apabila klu
r le 22 (33)
Beberapa persyaratan tulangan memanjang untuk kolom antara lain memiliki
luas tidak kurang dari 001 Ag dan tidak melebihi 008 Ag kecuali jika jumlah dan
penempatan tulangan mempersulit penempatan dan pemadatan beton pada
sambungan dan persilangan dari bagian-bagian komponen maka batas maksimal
rasio tulangan perlu dikurangi
Rasio tulangan spiral ρs tidak boleh kurang dari
ρs= 045 (
Ag
Ac-1)
f c
fy (34)
Software CSI Bridge
Computers and Structures Inc (CSI) Bridge merupakan salah satu software
yang dikembangkan oleh pihak CSI yang merupakan pelopor dalam
pengembangan software untuk analisis struktur dan gempa Tahap pemodelan
analisis dan desain dari struktur sebuah jembatan telah diintegrasikan dalam
software CSI Bridge untuk menciptakan perangkat komputer engineering yang
mendasar Dengan menggunakan CSI Bridge dapat didesain jembatan beton
maupan baja dengan cepat dan mudah Fitur parametric modeller memungkinkan
pengguna untuk membuat model jembatan sederhana hingga kompleks dan
membuat perubahan secara efisien dalam melakukan kontrol pada desain
(httpwwwcsiamericacomcsibridge)
Software PCA Col
PCAColumn (PCA Col) merupakan software yang dirancang untuk
mendesain dan memeriksa kapasitas penampang beton bertulang terhadap gaya
aksial dan momen lentur Bentuk penampang benton dapat berupa persegi empat
lingkaran hingga tidak beraturan dengan berbagai macam susunan dan pola
tulangan Selain itu efek kelangsingan kolom juga dapat diperhitungkan Dari
program tersebut dapat diperoleh diagram interaksi gaya aksial (P) dan momen
lentur (M) baik dalam sumbu uniaksial maupun biaksial dimana Mx dan My juga
dapat diplot terhadap sumbu biaksial dari kolom dan dinding geser yang tidak
beraturan (httppcacolumnsoftwareinformercom)
15
METODOLOGI
Waktu dan Tempat
Penelitian dilakukan pada bulan Februari ndash Juni 2013 yang diawali dengan
pengumpulan data Data penelitian diperoleh dari Satuan Kerja Pelaksanaan Jalan
Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A Struktur yang ditinjau adalah fly over
P106-P107 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425)
Gambar 8 Denah Lokasi Proyek yang Ditinjau
Proyek pembangunan jalan bebas hambatan Tanjung Priok merupakan
program strategis pemerintah dalam rangka meningkatkan kapasitas jaringan
transportasi kota Jakarta khususnya Jakarta Utara Proyek ini menjadi salah satu
upaya pengembangan Kawasan Strategis Nasional Tanjung Priok sebagai pusat
kegiatan ekspor-impor yang saat ini telah menempati peringkat ke-24 dunia untuk
arus peti kemas Jalan bebas hambatan yang dibangun berfungsi sebagai jalan
pintas untuk meningkatkan akses terhadap pelabuhan dan dalam jangka panjang
juga berfungsi sebagai penghubung ruas tol Jakarta Outer Ring Road (JORR)
dengan Jakarta Inter Urban Toll (JIUT)
Alat dan Bahan
Alat yang digunakan dalam penelitian ini adalah sebagai berikut
1 Komputer Intel CoreTM
Duo Processor T6600
2 Program CSI Bridge Versi 15 dan PCA Col
3 Program Microsoft Office Excel 2010
4 Program Autocad 2010
Bahan penelitian merupakan data sekunder berupa shop drawing Proyek Jalan
Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A yaitu data struktur P106-P107
16
Penggunaan shop drawing dikarenakan belum tersedianya data as built drawing
Data-data yang diperoleh meliputi
1 Denah dan gambar detail struktur fly over P106-P107 yang meliputi layout
fly over dimensi struktur jembatan serta gambar detail tendon dan tulangan
Struktur yang ditinjau memiliki kriteria desain sebagai berikut
a) Slab
Kuat tekan beton ( ) = 30 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic30 MPa = 2574296 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
b) PCU Girder
Kuat tekan beton ( ) = 40 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic40 MPa = 2972541 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Kuat tarik putus ( = 1860 MPa
Kuat leleh baja prategang ( ) = 1670 MPa
c) Pier Head
Kuat tekan beton ( ) = 35 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic40 MPa = 2780557 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Kuat tarik putus ( = 1860 MPa
Kuat leleh baja prategang ( ) = 1670 MPa
d) Pier
Tipe = Y Pier
Kuat tekan beton ( ) = 30 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic30 MPa = 2574296 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Tinggi pier ( ) = 22 m
Lebar pier ( = 35 m
Tebal pier ( ) = 45 m
e) Data soil investigation Bore Log (Lampiran 2)
2 Standar dan peraturan perencanaan sebagai berikut
RSNI T-02-2005 ldquoPembebanan untuk Jembatanrdquo
SNI 2833 2008 ldquoStandar Perencanaan Ketahanan Gempa untuk Jembatanrdquo
RSNI T-12-2004 ldquoPerencanaan Struktur Beton untuk Jembatanrdquo
SNI 03-3847-2002 ldquoTata Cara Perhitungan Struktur Beton untuk Bangunan
Gedungrdquo
17
Tahapan Penelitian
Tahapan penelitian tersaji dalam diagram alir sebagai berikut
Keterangan
1 Data sekunder merupakan shop drawing kontraktor PT Obayashi-Jaya
Konstruksi JO yang digunakan dalam penelitian ini sebagai acuan dalam
pemodelan jembatan
2 Peraturan dan standar perencanaan terkait dengan penelitian ini adalah Standar
Nasional Indonesia Peraturan pembebanan jembatan terdapat dalam RSNI T-
02-2005 Perencanaan ketahanan gempa untuk jembatan terdapat dalam SNI
2833 2008 Perencanaan struktur beton untuk jembatan terdapat dalam RSNI
T-12-2004
Mulai
Pengumpulan Data Penelitian dan Bahan Rujukan
Program CSI Bridge
Pemodelan
Struktur
Input
Pembebanan
Input
Spektrum Gempa
Gaya Dalam
Desain
Ulang
Tulangan
Selesai
Aman
Mu le Mn
u le n
Tu le Tn
Tidak
Ya
Gambar 9 Diagram Alir Penelitian
18
3 Program CSI Bridge digunakan untuk mempermudah dalam menganalisis
gaya dalam (internal force) yang bekerja akibat pembebanan Setelah
dilakukan pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum dapat
diperoleh nilai gaya dalam ultimit Analisis gaya dalam dilakukan dengan
membandingkan gaya dalam ultimit yang terjadi akibat pembebanan dengan
kapasitas nominal struktur fly over yang ditinjau
Pemodelan Struktur
a) Layout fly over
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri
dari 2 ruas jembatan kiri dan kanan dimana panjang 1 bentang (span)
sebesar 3575 m dengan jumlah bentang yang dianalisis sebanyak 3 span
Pendefinisian layout fly over pada program CSI Bridge dapat
menggunakan bridge wizard di menu Home
Gambar 10 Layout Line Struktur Fly Over
b) Material konstruksi dan penampang
Beton dengan = 30 MPa untuk slab dan pier
Beton dengan = 35 MPa untuk pier head
Beton dengan = 40 MPa untuk PCU Girder
Baja tulangan U39 dengan = 390 MPa
Baja tendon dengan fpy=1670 MPa dan fpu= 1860 MPa
19
Input material dilakukan pada menu Home-Bridge Wizard-Materials seperti pada
Gambar 12 berikut Sedangkan pemodelan penampang dilakukan pada menu
Components-Properties-Frame Properties-New-Frame Section Property Type
concrete-Precast U
Gambar 11 Input Material dan Penampang PCU Girder
Pendefinisian jumlah girder jarak antar girder dan tebal slab dilakukan pada
menu Components-Superstructure Deck Sections-New-Precast U Girder
Gambar 12 Penampang Superstruktur Jembatan
20
c) Jenis perletakan adalah tipe sendi-rol yang didefinisikan pada menu Home-
Bridge Wizards-Bearings
Gambar 13 Jenis Perletakan
d) Input pembebanan
Kombinasi pembebanan mengacu pada RSNI T-02-2005 Input
kombinasi pembebanan dilakukan pada menu DesignRating ndash Load
Combination ndash Add New Load Combination ndash Masukkan Load Case Name ndash
Load Case Type ndash Scale Factor ndash OK Contoh kombinasi pembebanan yang
telah diinputkan pada CSI Bridge terlihat pada gambar berikut
Gambar 14 Input Kombinasi Pembebanan
e) Input Respon Spektrum
Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 dibuat respon spektrum untuk
analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
21
CSI Bridge Respon spektrum diinputkan pada menu Loads ndash Functions ndash Respon
Spectrum ndash Add New Function ndash Pilih User ndash Masukkan Damping Ratio 005 ndash
Masukkan nilai Period dan Acceleration (Diperoleh dari hasil perhitungan
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010) ndash OK Pembuatan respon spektrum
gempa secara lebih rinci dijelaskan pada bab pembahasan
Gambar 15 Input Respon Spektrum Wilayah Jakarta
f) Hasil Gaya Dalam
Setelah pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum
struktur dapat dianalisis pada menu Analysis ndash Run Analysis ndash Pilih Load Case
yang ingin dianalisis ndash Run Analysis Hasil gaya dalam dapat ditampilkan pada
menu Home ndash Display ndash Show Bridge Superstructure Forces
Gambar 16 Contoh Momen Akibat Kombinasi Pembebanan
22
HASIL DAN PEMBAHASAN
Model Struktur Jembatan
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri dari 2
ruas jembatan kiri dan kanan dengan panjang total 10725 m Struktur terdiri dari
3 span dimana panjang satu span 3575 m Superstruktur jembatan ruas kiri terdiri
dari 4 girder dan ruas kanan terdiri dari 5 girder dengan tipe PCU dan memiliki
superelevasi sebesar 2 Struktur fly over tersebut ditopang oleh dua kolom cast
in site tipe Y-Pier dengan tinggi 22 m
Gambar 17 Pemodelan Struktur Fly Over
Gambar 19 Tampak Samping Struktur Fly Over
145 m 18 m
L total = 10725 m
Gambar 18 Tampak Depan Struktur Fly Over
23
Input Pembebanan
Pembebanan yang diinputkan pada program CSI Bridge mengacu pada
RSNI T-02-2005 (Tabel 40) mengenai Peraturan Pembebanan untuk Jembatan
dengan ragam kombinasi pada kondisi ultimit (Ultimate Limit States) sebagai
berikut
Tabel 7 Kombinasi Pembebanan
Nama
Kombinasi
Aksi
Permanen Aksi Transien Aksi Khusus
MS MA PS TD TT TB ET EW TTC
EQ-
X
EQ-
Y
ULS-1A 13 2 1 198 198 132
ULS-1B 13 2 1 198 198 132
ULS-1C 13 2 1 198 198 132
ULS-1D 13 2 1 198 198 132
ULS-4A 13 2 1 132 132
ULS-5A 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5B 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5C 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5D 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5E 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5F 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5G 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5H 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5I 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5J 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5K 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5L 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-5M 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5N 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5O 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5P 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-6A 13 2 1 198 198 1
ULS-6B 13 2 1 198 198 1
Keterangan
MS = Berat Sendiri
MA = Beban Mati Tambahan
PS = Pengaruh Prategang
TD = Beban Lajur ldquoDrdquo
TT = Beban Truk ldquoTrdquo
TB = Gaya Rem
ET = Beban Temperatur
EW = Beban Angin
TTC = Beban Tumbukan
EQ-X = Beban gempa dalam arah X
EQ-Y = Beban gempa dalam arah Y
24
Besarnya nilai beban-beban yang terjadi dapat dijabarkan dalam contoh
perhitungan sebagai berikut
1 Berat sendiri
PCU-Girder dan Slab
wc girder = 25 kNm3
wc slab = wc pier = 24 kNm3
Luas (A) girder = A satu girder x jumlah girder = 11915 m2 x 9 = 107235 m
2
A slab = tebal slab x lebar total jembatan = 025 m x (18 m+145 m) = 8125 m2
Berat girder = A girder x panjang total jembatan x wc girder
= 107235 m2 x 10725 m x 25 kNm
3
= 2875238 kN
Berat slab = A slab x panjang total jembatan x wc slab
= 10723 m2 x 10725 m x 24 kNm
3
= 2091375 kN
Pier
A pier segmen 1 = 2 m x 45 m = 9 m2
A pier segmen 2 = 20565 m2
Panjang pier segmen 1 = 7088 m
Panjang pier segmen 2 = 17147 m
Berat pier segmen 1 = A pier x panjang pier x wc pier
= 9 m2 x 7088 m x 24 kNm
3 = 153103 kN
Berat pier segmen 2 = A pier x panjang pier x wc pier
= 20565 m2 x 17147 m x 24 kNm
3
= 8463073 kN
Berat pier = 153103 kN + 8463073 kN = 9994103 kN
Total berat sendiri = Berat girder + slab + pier
= 2875238 kN + 2091375 kN + 9994103 kN
= 5966023 kN
2 Beban Mati Tambahan
Aspal
wc aspal = 22 kNm3
Tebal aspal = 75 cm
Perhitungan beban mati tambahan dengan menggunakan persamaan (1)
dapat dijabarkan sebagai berikut
Berat aspal = wcLA
= 22 kNm3 x 10725 m x (325 m x 0075 m)
= 5751281 kN
Parapet
wc parapet = 24 kNm3
A parapet = 0526 m2
Berat parapet = wcLA
= 24 kNm3 x 10725 m x 0526 m
2
= 1353924 kN
Total beban mati tambahan = berat aspal + parapet
= 5751281 kN + 1353924 kN
= 7105205 kN
25
3 Beban Lajur D
Beban Terbagi Rata (BTR)
Terdiri dari 7 kombinasi arah longitudinal dengan jumlah lajur
jembatan ruas kiri = 4 lajur dan jembatan ruas kanan = 5 lajur
Total kombinasi arah longitudinal
Jembatan Kiri = 7 x 4 = 28 kombinasi
Jembatan Kanan = 7 x 5 = 35 kombinasi
Terdiri dari 3 kombinasi dalam arah transversal dengan jarak dan
intensitas beban sebagai berikut
Jembatan Kiri
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 28 x 3
= 84 kombinasi
Jembatan Kanan
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 35 x 3
= 105 kombinasi
Nilai q dihitung menggunakan persamaan (3) untuk panjang 1 bentang gt 30 m
dimana panjang 1 span fly over = 3575 m
Contoh perhitungan nilai q sebagai berikut
q = 90 (05 15
3575 ) = 828 kPa
Gambar 20 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kiri
Gambar 21 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kanan
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
100 50
Keterangan
Keterangan
100 50
11 m 2 m 1 m 11 m 1 m 2 m 11 m
1375 m 275 m 1375 m 1375 m 1375 m 275 m 1375 m
26
Tabel 8 Kombinasi Beban ldquoDrdquo Arah Longitudinal Jembatan
Nama Span yang Dibebani Total Panjang
q (kNm2)
Kombinasi Span
1
Span
2
Span
3 Dibebani (m)
1 3575 828
2 3575 828
3 3575 828
4 715 639
5 715 639
6
7
715
10725
639
576
BTR diinputkan dalam bentuk beban garis sehingga nilai q (kNm2) dikalikan
lebar lajur yang dibebani (m)
Beban Garis Terpusat (BGT)
BGT diinputkan dalam bentuk beban titik pada program CSI Bridge sehingga nilai
intensitas p dikalikan dengan lebar lajur yang dibebani (m)
Beban garis = intensitas p x lebar lajur
= 49 kNm x 35 m
= 1715 kN
Dalam input BGT pada program digunakan faktor beban dinamis
senilai 14
4 Beban Truk ldquoTrdquo
Kendaraan truk yang digunakan adalah truk dengan berat 50 ton
Gambar 22 Input Beban Truk ldquoTrdquo
5 Gaya Rem
Gaya rem diinputkan sebagai beban titik dengan nilai sebagai berikut
Jembatan Kiri
Gaya rem per pier = nilai q terbesar x lebar lajur x panjang 1 span
jembatan x 5
27
= 9 kN
m2 x 145 m x 3575 m x 5
2 = 11663 kN
Jembatan Kanan
Gaya rem per pier = 9 kN
m2 x 18 m x 3575 m x 5
2 = 14479 kN
6 Pengaruh Temperatur
Gambar 23 Input Pengaruh Temperatur
7 Beban Angin
Diketahui
Cw = 125 (Tabel 3)
Vw = 35 ms (Tabel 2)
Ab = 198413 m2
Dengan menggunakan persamaan (4)
TE = 00006 Cw w 2Ab
= 00006 x 125 x 352 x 198413
= 18229 kN
TEW per pier = 18229 kN
4= 45573 kN
8 Tumbukan
100 kN
1
00
F
x
10o
Gambar 24 Proyeksi Tumbukan pada Pier Terhadap Sumbu X dan Sumbu Y
Fx
Fy
28
Tumbukan pada pier diinputkan sebagai beban titik dengan perhitungan sebagai
berikut
Fx = 100 kN x sin 100
= 17365 kN
Fy = 100 kN x cos 100
= 98481 kN
9 Beban Gempa
Pada penelitian ini analisis gempa dinamis dilakukan menggunakan grafik
respon spektrum Dalam pembuatan respon spektrum terlebih dahulu dilakukan
klasifikasi site (jenis tanah) lokasi yang ditinjau berdasarkan hasil penyelidikan
tanah (bore log) Dari data bore log dapat dihitung nilai rata-rata hasil uji
penetrasi standar (SPT) menggunakan persamaan (5) dengan hasil yang tertera
pada tabel berikut ini
Tabel 9 Perhitungan Nilai
Lapisan Kedalaman NSPT Tebal
(TebalSPT)
0 000 0 000 0000
1 330 2 330 1650
2 524 2 194 0971
3 723 2 198 0992
4 924 2 202 1009
5 1130 2 206 1028
6 1323 2 193 0963
7 1530 5 207 0415
8 1730 6 200 0333
9 1930 4 200 0500
10 2130 9 200 0222
11 2330 19 200 0105
12 2507 50 177 0035
13 2626 50 118 0024
14 2725 50 099 0020
15 2822 50 097 0019
16 2921 50 099 0020
17 3006 50 086 0017
3006 8324 3612
Diperoleh = 3612 dimana Σ Tebal Σ SPTfrasl yang menunjukkan bahwa jenis
tanah wilayah Tanjung Priok termasuk kelas situs E yaitu jenis tanah lunak
(Tabel 4) Selanjutnya dihitung nilai akselerasi respons spektra puncak untuk
periode pendek dan periode 1 detik dan desain akselerasi respon spektra
29
Gambar 25 (a) Peta Percepatan Puncak (PGA) wilayah Jakarta
(b) Peta Respon Spektra 02 detik (Ss) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
(c) Peta Respon Spektra 1 detik (S1) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
PGA (Peak Ground Acceleration) merupakan percepatan maksimum yang
menunjukkan intensitas daripada pergerakan lapisan tanah Berdasarkan Gambar 8
dapat diketahui bahwa wilayah yang ditinjau (Tanjung Priok Jakarta Utara)
memiliki nilai PGA 03 ndash 04 g Pendekatan angka menggunakan skala batas atas
dari nilai yang diketahui sehingga diambil nilai 04 g Wilayah Jakarta terdapat
pada zona dengan nilai respon spektra 02 detik probabilitas terlampaui 2 dalam
50 tahun (Ss) = 07 g dan nilai respon spektra 1 detik probabilitas terlampaui 2
dalam 50 tahun (S1 ) = 03 g Kemudian dengan interpolasi nilai Ss dan S1
menggunakan Tabel 5 amp 6 untuk tanah kelas E diperoleh nilai Fa dan Fv berturut-
turut sebesar 13 dan 28
Akselerasi respons spektra puncak periode pendek (SMS) dapat dihitung
dengan persamaan (6) sehingga SMS = 13 x 07 = 091 Akselerasi respons
spektra puncak periode 1 detik (SM1) dapat dihitung dengan persamaan (7)
sehingga SM1 = 28 x 03 = 084 Selanjutnya desain parameter akselerasi respon
spektra periode pendek dapat dihitung dengan persamaan (8) sehingga SDS =
091 = 07963 dan nilai desain parameter respon spektra periode 1 detik dapat
dihitung dengan persamaan (9) sehingga SD1 =
084 = 07350 Faktor
diperoleh dari konversi penggunaan peta gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
karena struktur yang ditinjau merupakan jembatan khusus dengan umur rencana
100 tahun Nilai Sa dihitung menggunakan persamaan 10-13 yang hasilnya
disajikan pada Tabel 10 Nilai T dan Sa diplot membentuk grafik respon spektrum
untuk analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
CSI Bridge
30
Tabel 10 Akselerasi Spektrum Gempa Wilayah Jakarta
T (det) Sa T (det) Sa
00000 03185 2 03675
01846 07963 21 03500
09231 07963 22 03341
1 07350 23 03196
11 06682 24 03063
12 06125 25 02940
13 05654 26 02827
14 05250 27 02722
15 04900 28 02625
16 04594 29 02534
17 04324 3 02450
18 04083 31 02371
19 03868 32 02297
Gambar 26 Grafik Respon Spektrum Wilayah
Jakarta Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010
Hasil Gaya Dalam (Internal Force)
a) Berat Sendiri
Kontrol perhitungan manual
Diketahui
Ag satu girder = 11915 m2
frsquoc girder = 40 MPa
wc girder = 25 kNm3
Tebal slab = 25 cm
frsquoc slab = 30 MPa
wc slab = 24 kNm3
Perhitungan
q slab = tebal slab x spasi antar girder x wc slab
= 025 m x 3567 m x 24 kNm3
= 21402 kNm
q girder = Ag girder x wc girder
= 11915 m2 x 25 kNm
3
= 29788 kNm
M girder = 1
8 q L2
= 1
8 29788 kN mfrasl 35
2 m
= 456129 kN-m
M slab = 1
8 q L2
= 1
8 21402 kN mfrasl 35
2 m
= 327718 kN-m
M girder + M slab = 456129 + 327718 = 783847 kN-m
31
Perhitungan momen secara manual dibandingkan dengan hasil yang ditampilkan
pada program CSI Bridge
Gambar 27 Hasil Momen Akibat Berat Sendiri pada Jembatan
Jembatan kiri terdapat 4 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 4 = 3135388 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min+M max = 28019386 kN-m + 7949228 kN-m
= 28814308 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
Jembatan kanan terdapat 5 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 5 = 3919235 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min + M max = 3494893 kN-m + 9915171 kN-m
= 35940447 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
b) Ultimate Limit States (ULS)
Kombinasi pembebanan yang menghasilkan gaya dalam maksimum
sepanjang jembatan adalah kombinasi ULS-5I (Tabel 7)
Gambar 28 Hasil Gaya Dalam Akibat Kombinasi Pembebanan ULS 5-I
32
c) Kontrol Lendutan
Lendutan maksimum yang diizinkan adalah L
800 =
35750 mm
800 = 4469 mm
sedangkan lendutan yang terjadi pada fly over dari program CSI Bridge
adalah 213 mm sehingga struktur dikatakan aman
Perhitungan Tendon
Dalam perhitungan tendon dan tulangan digunakan momen maksimal yang
terjadi pada penampang yang ditinjau
Tendon pada girder
Data Tendon
D tendon = 05 inchi = 127 mm = 00127 m
Ast = 987 mm2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Girder
Ag (Ax) = 11915 m2
Iz = 04204 m4
yt = 097 m
yb = 088 m
eb = 058 m
-Menghitung gaya prategang P
M berat sendiri = 801826 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 188156 kN-m
M beban hidup = 510983 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 1500965 kN-m
P2=
MybIz
-σb
1
Ax
ebybIz
P2=
150096 x 088
04204 3000
1
11915
058 x 088
04204 = 1384018 kN
Gambar 29 Deformasi yang Terjadi pada Struktur Akibat Beban Hidup
33
P1= Ast x x f u
= 00000987 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl = 110149 kN
Jumlah tendon yang diperlukan= P2
P1= 1384018 kN
110149 kN=125 tendon
Jumlah tendon eksisting = 110 tendon
Jumlah tendon hasil perhitungan yang melebihi tendon eksisting dapat disebabkan
karena perbedaan penggunaan jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo Perhitungan yang
dilakukan menggunakan semua kemungkinan kombinasi baik dalam arah
longitudinal maupun transversal jembatan (sub bab input pembebanan) Selain itu
dapat juga dikarenakan perbedaan dalam pemodelan panjang girder yang
menyebabkan terjadinya kelebihan momen
Tendon pada pier head
Data Tendon
D tendon = 06 inchi = 1524 mm = 0015 m
Ast = 1387 mm2 = 00001387 m
2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Pier Head
Ag (Ax) = 128765 m2
Iz = 6967 m4
yt = 139 m
yb = 123 m
et pada momen maksimal = 04396 m
et pada penampang kritis = 0702 m
-Menghitung P menggunakan Momen Pada Penampang Kritis (Mcr)
M berat sendiri = 41612388 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 7073499kN-m
M beban hidup = 14947156 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 63633043 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
63633043 x 139
3000
1
12875
0702 x 139
6967 = 40860556 kN
P1= Ast x x f u
= 00001387 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl =154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=
40860556 kN
154789 kN= 264 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
34
Berdasarkan jumlah tendon eksisting yang melebihi tendon yang diperlukan
dapat diasumsikan bahwa pier head tersebut tidak didesain menggunakan momen
pada penampang kritis (Mcr) Pada saat dibebani retak terjadi pada perubahan
geometri atau pada penampang kritis sehingga pada umumnya desain cukup
menggunakan Mcr yang nilainya lebih kecil daripada momen maksimal
-Menghitung P menggunakan Momen Maksimal (Mmax)
M berat sendiri = 57265256 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 8941951kN-m
M beban hidup = 20374506 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 86581713 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
865817123 x 139
6967 3000
1
12875
x 139
6967 = 86320521 kN
P1= 154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=86320521 kN
154789 kN= 558 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
Dengan menggunakan momen maksimum yang terjadi pada pier head hasil
perhitungan jumlah tendon yang diperlukan mendekati jumlah tendon eksisting
sehingga dapat diasumsikan struktur tersebut didesain menggunakan momen
maksimum Penggunaan momen maksimum yang terjadi menyebabkan
penambahan jumlah tendon dalam desain
Jumlah tendon eksisting Jumlah tendon yang diperlukan OK
Perhitungan Tulangan
Slab
-Tulangan Lentur Positif
Momen di lapangan Mu pada slab = 10333 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d = ndash drsquo= 250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
10333
08=12916 kN-m
Faktor tahanan momen = Mnx10
6
bd2 =
12916 x106
1000 x 2102= 2929
35
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2929
085 x 30 = 00079
ρmin
= 25 x 14
fy= 25 x
14
390= 0000897
Digunakan = 00079 sehingga
As= ρ b d = 00079 x 1000 mm x 210 mm = 167983 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 167983 mm2
= 1687 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
-Tulangan Lentur Negatif
Momen di tumpuan Mu pada slab = 9504 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d ndash drsquo=250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
9504
08=1188 kN-m
Faktor tahanan momen Rn=Mnx10
6
bd2 =
1188 x106
1000 x 2102= 2694
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2694
085 x 30 = 00073
ρmin
= 25 x 14
fy=25 x
14
390= 0000897
Digunakan ρ = 00073 sehingga
As= ρ b d = 00073 x 1000 mm x 210 mm =153652 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
36
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 153652 mm2
= 18443 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
- Tulangan Geser
Gaya geser Vu pada slab = 35306 kN
Kuat geser nominal yang disumbangkan oleh slab
c=
(
radicf
rsquoc
6
)
bwd =(radic30
6) 1000 x 210 = 19170289 kN
Vc = 06 x = 11502174 kN
u c tidak dibutuhkan tulangan geser
Girder
-Tulangan Lentur
Mu = 24895989 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 13 mm dengan jumlah 8 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 8 =
1
4 314 13
2 x 8 = 106132 mm2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan
(16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fcrsquo
d
dp ω- ωrsquo ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
10857 mm2
fps = 1860 (1 04
077 [00091
1860
40 2050
1800 (00414 00335 ])
= 18599 MPa
Menghitung lebar efektif Be
Diketahui tebal slab ho = 25 cm
Lebar efektif diambil nilai terkecil dari L
4 =
3575 m
4= 894 m
Jarak antar girder s = 3567 m
12 = 12 x 025 = 3 m Diambil Be = 3 m
Eslab = 2574296 MPa
Egirder = 2972541 MPa
n = Eslab
Egirder
= 2574296 MPa
2972541 MPa= 087
Sehingga Be = n x 3 m = 087 x 3 m = 261 m = 2610 mm
37
h = h girder + h slab = 250 + 1850 = 2100 mm
tebal selimut beton drsquo = 50 mm
d = h ndash drsquo
= 2100 mm ndash 50 mm = 2050 mm
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
Aps fps As fy = 085 fcrsquoab
10857 mm2
x 18599 MPa+106132 mm2 x 390 MPa = 085 x 40 MPa x a x
2610 mm
a = 23223 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16)
dengan nilai = 08 adalah sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d-a
2) As fy (d-
a
2)+
= 08 x 10857 mm2 x 18599 MPa (2050 mm-
23223 mm
2) +
106132 mm2
x 390 MPa (2050 mm-23223 mm
2)
= 31242337 kN-m + 640371 kN-m
= 31882709 kN-m
Mn = 31882709 kN-m gt Mu = 24720615 kN-m (OK memenuhi syarat)
Cara yang telah dijabarkan diatas merupakan cara mendesain kekuatan
lentur balok prategang dengan pendekatan trial and error diameter tulangan dan
jumlah tulangan dalam Nawy (2001) Dengan menggunakan pendekatan tersebut
terlebih dahulu dilakukan pemeriksaan terhadap tulangan eksisting menggunakan
data sekunder Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa kapasitas momen
nominal yang disumbangkan oleh tendon Mn tendon lebih besar daripada
momen ultimit yang terjadi Mu akibat pembebanan sehingga momen cukup
ditahan oleh tendon (tidak dibutuhkan tulangan lentur) Tulangan eksisting yang
digunakan merupakan tulangan susut yang berfungsi mencegah terjadinya retak
pada beton
tulangan susut = 00018 x luas penampang girder Ag
= 00018 x 11915 m2
= 00021447 m
2
Digunakan D-13 sehingga = 21447 mm2
1
4 d
2=
21447 m2
1
4 13
2= 16 lt n eksisting = 40
Menurut SNI 03-2847-2002 tentang Tata Cara Perhitungan Struktur Beton
untuk Bangunan Gedung jumlah tulangan susut dan suhu harus dipasang dengan
jarak tidak lebih dari lima kali tebal plat atau 450 mm Jarak maksimum antara
tulangan susut eksisting = 330 mm (lt 450 mm) sehingga tulangan tersebut dari
segi jumlah dan jarak antar tulangan memenuhi syarat
-Tulangan Geser
Girder di tumpuan
Ag = 2682500 mm2
h = 1850 mm
d = h-drsquo= 1850 mm ndash 50 mm = 1800 mm
bw = 1000 mm
38
Gaya geser di tumpuan = 300256 kN dan gaya aksial = 420053 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 420053
14 x 2682500 mm2 ) (
radic40
6) 1000 mm x 1800 mm
= 2109587 kN
c = 06 x 2109587 kN = 1265752 kN u = n
= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit
yang terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (300256 kN ndash (06 x 2109587 kN))06 = 2894674 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av = 2894674 x 103
390 MPa x 1800 mm
mm
= 515433 mm2
Digunakan D-22 sehingga n= Av
1
4 D2
= mm2
1
4 22
2=136 2 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 7 OK
Girder di lapangan
Ag = 1191500 mm2
h = 1850 mm
tulangan utama dan tulangan geser = D 13
d = h - drsquo- 13 - 05 x 13 = 17805 mm
= 1850 ndash 50 ndash 13 ndash (05 x 13) = 17805 mm
bw = 600 mm
Gaya geser di lapangan =193044 kN dan gaya aksial = 274113 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 274113
14 x 1191500 mm2 ) (
radic40
6) 600 mm x 17805 mm
= 1311133 kN
c= 06 x 1311133 kN = 78668 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang
terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
39
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (193044 kN ndash (06 x 1311133 kN))06 = 1906273 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av= 1906273 kN x 10
3
390 MPa x 17805 mm
150 mm
= 411784 mm2
Digunakan D-13 sehingga n= Av
1
4 D2
= 411784 mm2
1
4 13
2= 3103 4 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 4 OK
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 5215433 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Girder dianggap sebagai penampang berongga dinding tipis sehingga besar
modulus puntir = 2 Ambw dimana adalah girder
Jt = 2 x 1191500 mm2 x 2610 mm
= 6219630000 mm3
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 6219630000 (03 radic )radic1 10 1034
= 190101E+11 N-mm = 19010103 kN-m
Tc = 06 x 19010103 kN-m = 11406062 kN-m
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa nilai lebih besar dari sehingga
beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan torsi)
Pier Head
-Tulangan Lentur
Mu = 93134113 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 19 mm dengan jumlah 32 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 25=
1
4 314 x19
2 x 32 = 906832 mm
2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan (16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
Aps = 79059 mm2
fps = 1860 (1 04
081 [00061
1860
35 2520
1670 (00131 00196 ])
588537 MPa
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
40
Aps fps As fy= 085 fc ab
79059 mm2 x 588537 MPa + 906832mm
2 x 390 MPa = 085 x 35 MPa x a x
4500 mm
a = 373974 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16) dengan nilai
= 08 dapat dijabarkan sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d -a
2) As fy (d -
a
2)+
= 08 x 79059 mm2 x 588537 MPa (2520 mm-
373974 mm
2) +
906832 mm2 x 390 MPa (2520 mm-
373974 mm
2)
= 86842499 kN-m + 66008303 kN-m
= 108290509 kN-m
Mn = 93443330 kN-m gt Mu = 93134113 kN-m (OK memenuhi syarat)
-Tulangan Geser
Ag = 12876500 mm2
h = 2620 mm
d = h - d = 2620 mm ndash 100 mm = 2520 mm
= 4500 mm
Gaya geser u di tumpuan = 2011783 kN dan gaya aksial = 241249 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicf c
6) bwd
= (1 241249 kN
14 x 12876500 mm2 ) (
radic35
6) 4500 mm x 2520 mm
= 1118154 kN
c = 06 x 1118154 kN = 6708924 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa tahanan geser yang disumbangkan
oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang terjadi
sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (2011783 kN ndash 6708924 kN)06 = 1676113 kN
s = Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan
Av= s
fy x d
s
Av= 1676113 kN x 10
3
390 MPa x 2520 mm
125 mm
= 2131808 mm2
Digunakan D-16 sehingga n= Av
1
4 D2
= 2131808 mm2
1
4 16
2=106 11 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 8-D16 dan 2-D25 OK
41
Selisih jumlah tulangan D-16 antara hasil perhitungan dengan eksisting sebanyak
3 tulangan telah ditutupi dengan penggunaan 2 tulangan D-25 pada eksisting
sehingga tulangan tersebut dikatakan memenuhi syarat
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 1617885 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Untuk penampang segiempat masif modulus puntir Jt= 04x2y
Jt = 04 x 45002 mm x 2620 mm
= 21222 x 106 Nmm = 21222 kN-m
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 21222 x 106 Nmm (03 radic35 MPa)radic1
10 x 1034 MPa
35
= 6485 x 1011
N-mm = 648487513 kN-m
Tc= 06 x 648487513 kN-m = 389092507 kN-m
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa nilai Tc lebih besar dari Tu
sehingga beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan
torsi)
Pemeriksaan Kolom
Struktur kolom tidak hanya menerima beban aksial vertikal tetapi juga
momen lentur sehingga analisis kolom diperhitungkan untuk menyangga beban
aksial desak dengan eksentrisitas tertentu (Nasution 2009) Pada penelitian ini
analisis kolom dilakukan menggunakan program PCA Col untuk memeriksa
kapasitas tulangan eksisting terhadap beban yang bekerja pada struktur Beban
aksial dan momen yang diinputkan diperoleh dari program CSI Bridge Analisis
kolom dilakukan pada pier segmen 1 dan pier segmen 2 yang masing-masing
memiliki dimensi dan susunan tulangan yang berbeda
Gambar 30 Pemodelan Pier
Pier Segmen 1
Pier
Segmen 2
42
Pier Segmen 1
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1 dimana
aksial (P) maksimum 4181749 kN yang menghasilkan M33 sebesar 920863 kN-m
dan M22 sebesar 796380 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu M33 maksimum
sebesar 1862805 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar 218102 kN- m dan aksial
(P) sebesar 4326789 kN
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1
Dari data yang telah diinputkan diperoleh diagram interaksi seperti pada
Gambar 30 Terlihat baik pada kombinasi 1 dan 2 beban masih berada di area
tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan bahwa kombinasi pembebanan
mampu ditahan oleh pier sehingga pier dikatakan aman terhadap beban yang
bekerja
Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1
43
Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2
Pier Segmen 2
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1
dimana aksial (P) maksimum 629513 kN yang menghasilkan M33 sebesar
38634 kN-m dan M22 sebesar 74265 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu
M33 maksimum sebesar 248387 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar
73617 kN-m dan aksial (P) sebesar 721377 kN
Berdasarkan data yang inputkan diperoleh diagram interaksi pier untuk pier
segmen 2 sebagai berikut
Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
6
elemen struktural ditambah dengan elemen non struktural yang dianggap tetap
Perhitungan berat sendiri dapat dilakukan menggunakan rumus
(1)
Keterangan
berat komponen persatuan volume (kNm3)
bentang jembatan (m)
luas penampang (m2)
Nilai berat komponen persatuan volume atau berat isi untuk berbagai jenis bahan
telah tercantum pada RSNI T-02-2005
Tabel 1 Berat Jenis untuk Beban Mati (kNm3)
No Bahan BeratSatuan Isi (kNm3) KerapatanMasa (kgm
3)
1 Campuran aluminium 2627 2720
2 Lapisan permukaan beraspal 22 2240
3 Besi tuang 71 7200
4 Timbunan tanah dipadatkan 172 1760
5 Kerikil dipadatkan 188-227 1920-2320
6 Aspal beton 22 2240
7 Beton ringan 1225-196 1250-2000
8 Beton 220-250 2240-2560
9 Beton prategang 250-260 2560-2640
10 Beton bertulang 235-255 2400-2600
11 Timbal 111 11400
12 Lempung lepas 125 1280
13 Batu Pasangan 235 2400
14 Neoprin 113 1150
15 Pasir kering 157-172 1600-1760
16 Pasir basah 180-188 1840-1920
17 Lumpur lunak 172 1760
18 Baja 77 7850
19 Kayu (ringan) 78 800
20 Kayu (keras) 11 1120
21 Air murni 98 1000
22 Air garam 10 1025
23 Besi tempa 755 7680
7
B Beban Mati Tambahan (Superimposed Dead Load)
Beban mati tambahan adalah berat seluruh bahan yang membentuk suatu
beban pada jembatan yang merupakan elemen non struktural dan besarnya dapat
berubah selama umur jembatan Beban mati tambahan dapat berupa utilitas pada
saat pengerjaan jembatan berat pelapisan kembali permukaan jembatan parapet
trotoar lampu jembatan pipa air serta sarana lainnya yang dipikul langsung oleh
jembatan
2 Beban Hidup (Live Load)
Beban hidup terdiri dari semua beban bergerak yang bekerja pada deck
jembatan Beban hidup terdiri dari beban kendaraan kereta maupun beban
pejalan kaki Beban hidup dapat tersebar merata sepanjang deck seperti beban
padatnya lalu lintas dan beban kereta api yang panjang ataupun dapat berupa
beban terpusat seperti beban truk berat tunggal poros dan lokomotif Beban lalu
lintas untuk perencanaan jembatan terdiri atas beban lajur ldquoDrdquo dan beban truk ldquoTrdquo
A Beban Lajur ldquoDrdquo
Beban Lajur ldquoDrdquo bekerja pada seluruh lebar lajur kendaraan dan
menimbulkan pengaruh pada jembatan yang ekuivalen dengan rangkaian
kendaraan yang sebenarnya Jumlah total beban lajur ldquoDrdquo yang bekerja tergantung
pada lebar lajur kendaraan jembatan Beban lajur D terdiri dari beban terbagi rata
(BTR) yang digabung dengan beban garis (BGT)
Beban Terbagi Rata (BTR)
Beban terbagi rata mempunyai intensitas q (KPa) dimana besarnya q tergantung
pada panjang total yang dibebani L seperti berikut
L le 30 m q = 90 kPa (2)
L gt 30 m q = 90 ( 05 15
L ) kPa (3)
Dengan pengertian
q = intensitas beban terbagi rata (BTR) dalam arah memanjang jembatan
Beban Garis Terpusat (BGT)
Beban garis dengan intensitas p kNm harus ditempatkan tegak lurus terhadap
arah lalu lintas pada jembatan Besarnya intensitas p adalah 490 kNm
B Beban Truk ldquoTrdquo
Pembebanan truk ldquoTrdquo merupakan kendaraan berat dengan jumlah 3 as Berat
dari masing-masing as disebarkan menjadi 2 beban merata sama besar yang
merupakan bidang kontak antara roda dengan permukaan lantai yang dimaksud
agar mewakili pengaruh roda kendaraan berat Terlepas dari panjang jembatan
atau susunan bentang hanya ada satu kendaraan truk ldquoTrdquo yang bisa ditempatkan
pada satu lajur lalu lintas rencana Kendaraan truk ldquoTrdquo harus ditempatkan
ditengah-tengah lajur lalu lintas rencana
8
3 Beban Angin
Tabel 2 Faktor Beban Akibat Beban Angin
Keadaan Batas
Lokasi
sampai 5 km dari pantai
(mdetik)
gt 5 km dari pantai
(mdetik)
Daya Layan 30 25
Ultimit 35 30
Faktor beban tersebut tidak berlaku untuk jembatan besar atau penting
seperti yang ditentukan oleh instansi yang berwenang Jembatan-jembatan
demikian harus diselidiki secara khusus akibat pengaruh beban angin termasuk
respons dinamis jembatan Gaya nominal ultimit dan daya layan jembatan akibat
pengaruh angin TEW tergantung kecepatan angin rencana seperti berikut
TE = 00006 Cw w 2Ab [kN] (4)
Keterangan
w kecepatan angin rencana (ms) untuk keadaan batas yang ditinjau
koefisien seret
luas koefisien bagian samping jembatan (m2)
Tabel 3 Koefisien Seret
Tipe Jembatan
Bangunan atas massif
bd = 10
bd = 20
bd ge 60
Bangunan atas rangka
21
15
125
12 Keterangan
b lebar keseluruhan jembatan dihitung dari sisi luar sandaran
d tinggi bangunan atas termasuk tinggi bagian sandaran yang masif
Harga antara dari bd bias diinterpolasi linier
Apabila bangunan atas mempunyai superelevasi harus dinaikkan sebesar 3
untuk setiap superelevasinya dengan kenaikan maksimum 25
4 Beban Gempa
Standar perencanaan ketahanan gempa untuk jembatan diatur dalam SNI
28332008 Standar tersebut membahas analisis dinamis dan digunakan untuk
merencanakan struktur jembatan tahan gempa sehingga kerusakan terjadi
setempat dan mudah diperbaiki struktur tidak runtuh dan dapat dimanfaatkan
kembali Analisis dinamis diperlukan sebagai verifikasi bila kinerja struktur
terhadap gempa tidak diwakili sepenuhnya oleh prosedur perhitungan statis dan
semi dinamis Cara spektral moda tunggal dan majemuk dengan atau tanpa
pengaruh interaksi tanah merupakan perhitungan semi-dinamis Analisis dinamis
dengan cara riwayat waktu sering menggunakan rekaman akselerasi gempa dari
luar sehingga perlu disesuaikan dengan akselerasi puncak (Peak Ground
Acceleration) untuk wilayah gempa yang ditinjau Pilihan prosedur analisis gempa
9
tergantung pada tipe jembatan besarnya koefisien akselerasi gempa dan tingkat
kecermatan
Perencanaan suatu struktur tahan gempa perlu mempertimbangkan faktor
percepatan puncak (PGA) respon spektra percepatan di batuan dasar untuk
perioda pendek 02 detik (Ss) dan untuk perioda 10 detik (S1) Ketiga nilai
tersebut dapat diperoleh menggunakan peta Hazard gempa Indonesia 2010
Penentuan kelas situs tanah (klasifikasi site) merupakan tahapan awal dalam
perencanaan beban gempa dengan terlebih dahulu mencari nilai N
N = Σi=1 tim
Σi=1
tiNi
frasl
m (5)
Kelas situs tanah dapat ditentukan berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia
2010 menggunakan tabel berikut
Tabel 4 Penentuan Kelas Situs Tanah
Kelas Situs (mdetik) Su(kPa)
SA (Batuan Keras) gt 1500 NA NA
SB (Batuan) 750-1500 NA NA
SC (Tanah Keras) 350-750 gt 50 gt 100
SD (Tanah Sedang) 175-350 15-50 50-100
SE (Tanah Lunak) lt 175 lt 15 lt 50
Setiap profil tanah yang mengandung lebih dari 3m tanah dengan karakteristik
sebagai berikut
1 Indeks plastisitas PI gt 20
2 Kadar air w ge 40 dan
3 Kadar geser niralir Su lt 25 kPa
SF (Tanah Khusus) Setiap profil lapisan tanah yang memiliki salah satu atau
lebih dari karakteristik berikut
1 Rawan dan berpotensi gagal atau runtuh akibat beban gempa seperti mudah
likuifaksi lempung sangat sensitif tanah tersegmentasi rendah
2 Lempung sangat organik atau gambut (ketebalan H gt 3 m)
3 Lempung berplastisitas sangat tinggi (ketebalan H gt 75 m dengan PI gt 75)
4 Lapisan lempung lunakmedium kaku (ketebalan H gt 35 m dengan Su lt 50 kPa
Keterangan NA = tidak dapat dipakai
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
Selanjutnya akselerasi respons spektra puncak dapat dihitung dengan
persamaan
SMS = Fa Ss (6)
SM1 = Fv S1 (7)
Keterangan
SMS = akselerasi respons spektra puncak pada periode pendek
SM1 = akselerasi respons spektra puncak pada periode 1 detik
Ss = nilai spektra percepatan untuk periode pendek 02 detik di batuan dasar
S1 = nilai spektra percepatan untuk periode 10 detik di batuan dasar
Fa = koefisien periode pendek
Fv = koefisien periode 1 detik
Nilai koefisien dan dapat ditentukan menggunakan Tabel 4 dan 5 Nilai
Ss dan S1 diperoleh dari Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
10
Tabel 5 Nilai Koefisien Fa
Ss
Klasifikasi
Site SS le 025 SS = 05 SS = 075 SS = 10 SS ge 125
SA 08 08 08 08 08
SB 10 10 10 10 10
SC 12 12 11 10 10
SD 16 14 12 11 10
SE 25 17 12 09 09
SF SS
Tabel 6 Nilai Koefisien Fv
S1
Klasifikasi
Site S1 le 01 S1 = 02 S1 = 03 S1 = 04 S1 ge 05
SA 08 08 08 08 08
SB 10 10 10 10 10
SC 17 16 15 14 13
SD 24 20 18 16 15
SE 35 32 28 24 24
SF SS
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
Desain parameter akselerasi spektra dihitung menggunakan persamaan
SDS =
SMS (8)
SD1 =
SM1 (9)
Faktor
diperoleh dari hasil konversi dari gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
Pembuatan respon spektrum menggunakan persamaan berikut
Sa = SDS 04 06 T
To) untuk (10)
Sa = SDS untuk (11)
Sa = SD1
T untuk (12)
Sa = SD1TL
T2 untuk (13)
Nilai dan dihitung menggunakan persamaan
T0 = 02 SD1
SDS (14)
TS = SD1
SDS (15)
dimana TL = waktu transisi periode panjang
Sa = akselerasi spektra
SDS = desain parameter akselerasi respon spektra periode pendek
SD1 = desain parameter akselerasi respon spektra periode 1 detik
SMS = akselerasi respon spektra puncak periode pendek
SM1 = akselerasi respon spektra puncak periode 1 detik
Berdasarkan nilai Sa dan T dapat dibuat grafik respon spektrum seperti berikut
11
Gambar 4 Desain Respon Spektrum
Sumber ASCE 07-2010
Gambar 5 Peta Respon Spektra Percepatan 02 Detik (SS) di Batuan Dasar (SB)
untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun
Gambar 6 Peta Respon Spektra Percepatan 10 Detik (S1) di Batuan Dasar (SB)
untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
12
Desain dan Perhitungan Balok
Rumus-rumus yang digunakan pada analisis struktur balok mengacu pada RSNI
T-02-2005 dan RSNI T-12-2004
1 Tulangan lentur balok
Tegangan analitis batas baja prategang fps (untuk perhitungan kekuatan
batas nominal penampang beton prategang) harus diambil tidak melebihi fpy
Jika tidak tersedia perhitungan yang lebih tepat dan tegangan efektif pada
tendon fpe tidak kurang dari 05 fpu tegangan analitis batas baja prategang fps
dalam tendon yang terlekat penuh dapat diambil sebesar
fps= fpu (1- p
β1[ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) (16)
Jika pengaruh tulangan tekan diperhitungkan pada saat menghitung fps dengan
persamaan (16) maka nilai [ρp
fpu
fc
d
dp ω - ω ] harus diambil tidak kurang dari
017 dan nilai drsquo tidak lebih dari 015
Keterangan
p = faktor yang memperhitungkan jenis tendon prategang dengan nilai
055 untuk fpy
fpu ge 080
040 untuk fpy
fpu ge 085
028 untuk fpy
fpu ge 090
β1 = faktor tinggi blok tegangan tekan persegi ekuivalen beban dimana
β1 = 085 untuk fc le 30 MPa
β1 = 085 ndash 0008 (fc - 30) untuk fc ge 30 MPa (17)
Perencanaan momen lentur harus didasarkan pada
Mu le Mn (18)
Nilai Mn dihitung dengan persamaan
Mn = 08 Apsfps (d -a
2 ) As fy (d -
a
2 )+ (19)
Jarak antar tulangan dihitung menggunakan persamaan
Apsfps As fy = 085 fc ab (20)
2 Tulangan Geser Balok
Perencanaan tulangan geser harus didasarkan pada
u le n (21)
Dimana nilai adalah kuat geser nominal yang dihitung menggunakan
persamaan
n= c s (22)
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton pada struktur yang dibebani geser
dan lentur saja dapat dihitung menggunakan persamaan sebagai berikut
13
c= (radicf c
6) bwd (23)
Kuat geser yang disumbangkan oleh tulangan geser untuk tulangan geser yang
tegak lurus terhadap sumbu aksial komponen struktur dapat dihitung
menggunakan persamaan
s= Av fy d
s (24)
Kekuatan lentur dari balok beton bertulang sebagai komponen struktur jembatan
harus direncanakan dengan menggunakan cara ultimit atau cara Perencanaan
berdasarkan Beban dan Kekuatan Terfaktor (PBKT)
3 Kekuatan Puntir Balok
Kekuatan puntir balok harus didasarkan pada
Tu le Tn (25)
Dimana puntir nominal Tn bisa dihitung sebagai penjumlahan dari puntir nominal
yang disumbangkan oleh beton Tc dan puntir nominal yang disumbangkan oleh
tulangan Ts dengan rumus
Tn= Tc Ts (26)
Dimana
Tc= Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
(27)
Ts= fy (Asw
s) 2 Act cot t (28)
Persamaan tersebut digunakan dalam menghitung nilai kekuatan puntir nominal
tulangan dengan nilai t = 45o untuk beton non prategang dan t=375
o untuk
beton prategang
Untuk sengkang tertutup dapat dihitung Asw
sle 02
y1
fyf (29)
Tn=2AoAtfyv
scot (30)
Dengan dapat diambil sebesar 085
Gambar 7 Areal Aoh
14
Tulangan longitudinal tambahan yang diperlukan untuk menahan puntir dapat
dihitung menggunakan persamaan
Al= (At
s) ρ
h
fyv
fyt cot2 (31)
Desain dan Perhitungan Kolom
Pengaruh kelangsingan kolom dapat diabaikan untuk komponen struktur tekan tak
bergoyang apabila dipenuhi klu
r le 34- (12
M1
M2) (32)
Untuk komponen struktur tekan bergoyang pengaruh kelangsingan dapat
diabaikan apabila klu
r le 22 (33)
Beberapa persyaratan tulangan memanjang untuk kolom antara lain memiliki
luas tidak kurang dari 001 Ag dan tidak melebihi 008 Ag kecuali jika jumlah dan
penempatan tulangan mempersulit penempatan dan pemadatan beton pada
sambungan dan persilangan dari bagian-bagian komponen maka batas maksimal
rasio tulangan perlu dikurangi
Rasio tulangan spiral ρs tidak boleh kurang dari
ρs= 045 (
Ag
Ac-1)
f c
fy (34)
Software CSI Bridge
Computers and Structures Inc (CSI) Bridge merupakan salah satu software
yang dikembangkan oleh pihak CSI yang merupakan pelopor dalam
pengembangan software untuk analisis struktur dan gempa Tahap pemodelan
analisis dan desain dari struktur sebuah jembatan telah diintegrasikan dalam
software CSI Bridge untuk menciptakan perangkat komputer engineering yang
mendasar Dengan menggunakan CSI Bridge dapat didesain jembatan beton
maupan baja dengan cepat dan mudah Fitur parametric modeller memungkinkan
pengguna untuk membuat model jembatan sederhana hingga kompleks dan
membuat perubahan secara efisien dalam melakukan kontrol pada desain
(httpwwwcsiamericacomcsibridge)
Software PCA Col
PCAColumn (PCA Col) merupakan software yang dirancang untuk
mendesain dan memeriksa kapasitas penampang beton bertulang terhadap gaya
aksial dan momen lentur Bentuk penampang benton dapat berupa persegi empat
lingkaran hingga tidak beraturan dengan berbagai macam susunan dan pola
tulangan Selain itu efek kelangsingan kolom juga dapat diperhitungkan Dari
program tersebut dapat diperoleh diagram interaksi gaya aksial (P) dan momen
lentur (M) baik dalam sumbu uniaksial maupun biaksial dimana Mx dan My juga
dapat diplot terhadap sumbu biaksial dari kolom dan dinding geser yang tidak
beraturan (httppcacolumnsoftwareinformercom)
15
METODOLOGI
Waktu dan Tempat
Penelitian dilakukan pada bulan Februari ndash Juni 2013 yang diawali dengan
pengumpulan data Data penelitian diperoleh dari Satuan Kerja Pelaksanaan Jalan
Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A Struktur yang ditinjau adalah fly over
P106-P107 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425)
Gambar 8 Denah Lokasi Proyek yang Ditinjau
Proyek pembangunan jalan bebas hambatan Tanjung Priok merupakan
program strategis pemerintah dalam rangka meningkatkan kapasitas jaringan
transportasi kota Jakarta khususnya Jakarta Utara Proyek ini menjadi salah satu
upaya pengembangan Kawasan Strategis Nasional Tanjung Priok sebagai pusat
kegiatan ekspor-impor yang saat ini telah menempati peringkat ke-24 dunia untuk
arus peti kemas Jalan bebas hambatan yang dibangun berfungsi sebagai jalan
pintas untuk meningkatkan akses terhadap pelabuhan dan dalam jangka panjang
juga berfungsi sebagai penghubung ruas tol Jakarta Outer Ring Road (JORR)
dengan Jakarta Inter Urban Toll (JIUT)
Alat dan Bahan
Alat yang digunakan dalam penelitian ini adalah sebagai berikut
1 Komputer Intel CoreTM
Duo Processor T6600
2 Program CSI Bridge Versi 15 dan PCA Col
3 Program Microsoft Office Excel 2010
4 Program Autocad 2010
Bahan penelitian merupakan data sekunder berupa shop drawing Proyek Jalan
Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A yaitu data struktur P106-P107
16
Penggunaan shop drawing dikarenakan belum tersedianya data as built drawing
Data-data yang diperoleh meliputi
1 Denah dan gambar detail struktur fly over P106-P107 yang meliputi layout
fly over dimensi struktur jembatan serta gambar detail tendon dan tulangan
Struktur yang ditinjau memiliki kriteria desain sebagai berikut
a) Slab
Kuat tekan beton ( ) = 30 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic30 MPa = 2574296 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
b) PCU Girder
Kuat tekan beton ( ) = 40 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic40 MPa = 2972541 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Kuat tarik putus ( = 1860 MPa
Kuat leleh baja prategang ( ) = 1670 MPa
c) Pier Head
Kuat tekan beton ( ) = 35 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic40 MPa = 2780557 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Kuat tarik putus ( = 1860 MPa
Kuat leleh baja prategang ( ) = 1670 MPa
d) Pier
Tipe = Y Pier
Kuat tekan beton ( ) = 30 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic30 MPa = 2574296 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Tinggi pier ( ) = 22 m
Lebar pier ( = 35 m
Tebal pier ( ) = 45 m
e) Data soil investigation Bore Log (Lampiran 2)
2 Standar dan peraturan perencanaan sebagai berikut
RSNI T-02-2005 ldquoPembebanan untuk Jembatanrdquo
SNI 2833 2008 ldquoStandar Perencanaan Ketahanan Gempa untuk Jembatanrdquo
RSNI T-12-2004 ldquoPerencanaan Struktur Beton untuk Jembatanrdquo
SNI 03-3847-2002 ldquoTata Cara Perhitungan Struktur Beton untuk Bangunan
Gedungrdquo
17
Tahapan Penelitian
Tahapan penelitian tersaji dalam diagram alir sebagai berikut
Keterangan
1 Data sekunder merupakan shop drawing kontraktor PT Obayashi-Jaya
Konstruksi JO yang digunakan dalam penelitian ini sebagai acuan dalam
pemodelan jembatan
2 Peraturan dan standar perencanaan terkait dengan penelitian ini adalah Standar
Nasional Indonesia Peraturan pembebanan jembatan terdapat dalam RSNI T-
02-2005 Perencanaan ketahanan gempa untuk jembatan terdapat dalam SNI
2833 2008 Perencanaan struktur beton untuk jembatan terdapat dalam RSNI
T-12-2004
Mulai
Pengumpulan Data Penelitian dan Bahan Rujukan
Program CSI Bridge
Pemodelan
Struktur
Input
Pembebanan
Input
Spektrum Gempa
Gaya Dalam
Desain
Ulang
Tulangan
Selesai
Aman
Mu le Mn
u le n
Tu le Tn
Tidak
Ya
Gambar 9 Diagram Alir Penelitian
18
3 Program CSI Bridge digunakan untuk mempermudah dalam menganalisis
gaya dalam (internal force) yang bekerja akibat pembebanan Setelah
dilakukan pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum dapat
diperoleh nilai gaya dalam ultimit Analisis gaya dalam dilakukan dengan
membandingkan gaya dalam ultimit yang terjadi akibat pembebanan dengan
kapasitas nominal struktur fly over yang ditinjau
Pemodelan Struktur
a) Layout fly over
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri
dari 2 ruas jembatan kiri dan kanan dimana panjang 1 bentang (span)
sebesar 3575 m dengan jumlah bentang yang dianalisis sebanyak 3 span
Pendefinisian layout fly over pada program CSI Bridge dapat
menggunakan bridge wizard di menu Home
Gambar 10 Layout Line Struktur Fly Over
b) Material konstruksi dan penampang
Beton dengan = 30 MPa untuk slab dan pier
Beton dengan = 35 MPa untuk pier head
Beton dengan = 40 MPa untuk PCU Girder
Baja tulangan U39 dengan = 390 MPa
Baja tendon dengan fpy=1670 MPa dan fpu= 1860 MPa
19
Input material dilakukan pada menu Home-Bridge Wizard-Materials seperti pada
Gambar 12 berikut Sedangkan pemodelan penampang dilakukan pada menu
Components-Properties-Frame Properties-New-Frame Section Property Type
concrete-Precast U
Gambar 11 Input Material dan Penampang PCU Girder
Pendefinisian jumlah girder jarak antar girder dan tebal slab dilakukan pada
menu Components-Superstructure Deck Sections-New-Precast U Girder
Gambar 12 Penampang Superstruktur Jembatan
20
c) Jenis perletakan adalah tipe sendi-rol yang didefinisikan pada menu Home-
Bridge Wizards-Bearings
Gambar 13 Jenis Perletakan
d) Input pembebanan
Kombinasi pembebanan mengacu pada RSNI T-02-2005 Input
kombinasi pembebanan dilakukan pada menu DesignRating ndash Load
Combination ndash Add New Load Combination ndash Masukkan Load Case Name ndash
Load Case Type ndash Scale Factor ndash OK Contoh kombinasi pembebanan yang
telah diinputkan pada CSI Bridge terlihat pada gambar berikut
Gambar 14 Input Kombinasi Pembebanan
e) Input Respon Spektrum
Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 dibuat respon spektrum untuk
analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
21
CSI Bridge Respon spektrum diinputkan pada menu Loads ndash Functions ndash Respon
Spectrum ndash Add New Function ndash Pilih User ndash Masukkan Damping Ratio 005 ndash
Masukkan nilai Period dan Acceleration (Diperoleh dari hasil perhitungan
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010) ndash OK Pembuatan respon spektrum
gempa secara lebih rinci dijelaskan pada bab pembahasan
Gambar 15 Input Respon Spektrum Wilayah Jakarta
f) Hasil Gaya Dalam
Setelah pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum
struktur dapat dianalisis pada menu Analysis ndash Run Analysis ndash Pilih Load Case
yang ingin dianalisis ndash Run Analysis Hasil gaya dalam dapat ditampilkan pada
menu Home ndash Display ndash Show Bridge Superstructure Forces
Gambar 16 Contoh Momen Akibat Kombinasi Pembebanan
22
HASIL DAN PEMBAHASAN
Model Struktur Jembatan
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri dari 2
ruas jembatan kiri dan kanan dengan panjang total 10725 m Struktur terdiri dari
3 span dimana panjang satu span 3575 m Superstruktur jembatan ruas kiri terdiri
dari 4 girder dan ruas kanan terdiri dari 5 girder dengan tipe PCU dan memiliki
superelevasi sebesar 2 Struktur fly over tersebut ditopang oleh dua kolom cast
in site tipe Y-Pier dengan tinggi 22 m
Gambar 17 Pemodelan Struktur Fly Over
Gambar 19 Tampak Samping Struktur Fly Over
145 m 18 m
L total = 10725 m
Gambar 18 Tampak Depan Struktur Fly Over
23
Input Pembebanan
Pembebanan yang diinputkan pada program CSI Bridge mengacu pada
RSNI T-02-2005 (Tabel 40) mengenai Peraturan Pembebanan untuk Jembatan
dengan ragam kombinasi pada kondisi ultimit (Ultimate Limit States) sebagai
berikut
Tabel 7 Kombinasi Pembebanan
Nama
Kombinasi
Aksi
Permanen Aksi Transien Aksi Khusus
MS MA PS TD TT TB ET EW TTC
EQ-
X
EQ-
Y
ULS-1A 13 2 1 198 198 132
ULS-1B 13 2 1 198 198 132
ULS-1C 13 2 1 198 198 132
ULS-1D 13 2 1 198 198 132
ULS-4A 13 2 1 132 132
ULS-5A 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5B 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5C 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5D 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5E 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5F 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5G 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5H 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5I 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5J 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5K 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5L 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-5M 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5N 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5O 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5P 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-6A 13 2 1 198 198 1
ULS-6B 13 2 1 198 198 1
Keterangan
MS = Berat Sendiri
MA = Beban Mati Tambahan
PS = Pengaruh Prategang
TD = Beban Lajur ldquoDrdquo
TT = Beban Truk ldquoTrdquo
TB = Gaya Rem
ET = Beban Temperatur
EW = Beban Angin
TTC = Beban Tumbukan
EQ-X = Beban gempa dalam arah X
EQ-Y = Beban gempa dalam arah Y
24
Besarnya nilai beban-beban yang terjadi dapat dijabarkan dalam contoh
perhitungan sebagai berikut
1 Berat sendiri
PCU-Girder dan Slab
wc girder = 25 kNm3
wc slab = wc pier = 24 kNm3
Luas (A) girder = A satu girder x jumlah girder = 11915 m2 x 9 = 107235 m
2
A slab = tebal slab x lebar total jembatan = 025 m x (18 m+145 m) = 8125 m2
Berat girder = A girder x panjang total jembatan x wc girder
= 107235 m2 x 10725 m x 25 kNm
3
= 2875238 kN
Berat slab = A slab x panjang total jembatan x wc slab
= 10723 m2 x 10725 m x 24 kNm
3
= 2091375 kN
Pier
A pier segmen 1 = 2 m x 45 m = 9 m2
A pier segmen 2 = 20565 m2
Panjang pier segmen 1 = 7088 m
Panjang pier segmen 2 = 17147 m
Berat pier segmen 1 = A pier x panjang pier x wc pier
= 9 m2 x 7088 m x 24 kNm
3 = 153103 kN
Berat pier segmen 2 = A pier x panjang pier x wc pier
= 20565 m2 x 17147 m x 24 kNm
3
= 8463073 kN
Berat pier = 153103 kN + 8463073 kN = 9994103 kN
Total berat sendiri = Berat girder + slab + pier
= 2875238 kN + 2091375 kN + 9994103 kN
= 5966023 kN
2 Beban Mati Tambahan
Aspal
wc aspal = 22 kNm3
Tebal aspal = 75 cm
Perhitungan beban mati tambahan dengan menggunakan persamaan (1)
dapat dijabarkan sebagai berikut
Berat aspal = wcLA
= 22 kNm3 x 10725 m x (325 m x 0075 m)
= 5751281 kN
Parapet
wc parapet = 24 kNm3
A parapet = 0526 m2
Berat parapet = wcLA
= 24 kNm3 x 10725 m x 0526 m
2
= 1353924 kN
Total beban mati tambahan = berat aspal + parapet
= 5751281 kN + 1353924 kN
= 7105205 kN
25
3 Beban Lajur D
Beban Terbagi Rata (BTR)
Terdiri dari 7 kombinasi arah longitudinal dengan jumlah lajur
jembatan ruas kiri = 4 lajur dan jembatan ruas kanan = 5 lajur
Total kombinasi arah longitudinal
Jembatan Kiri = 7 x 4 = 28 kombinasi
Jembatan Kanan = 7 x 5 = 35 kombinasi
Terdiri dari 3 kombinasi dalam arah transversal dengan jarak dan
intensitas beban sebagai berikut
Jembatan Kiri
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 28 x 3
= 84 kombinasi
Jembatan Kanan
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 35 x 3
= 105 kombinasi
Nilai q dihitung menggunakan persamaan (3) untuk panjang 1 bentang gt 30 m
dimana panjang 1 span fly over = 3575 m
Contoh perhitungan nilai q sebagai berikut
q = 90 (05 15
3575 ) = 828 kPa
Gambar 20 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kiri
Gambar 21 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kanan
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
100 50
Keterangan
Keterangan
100 50
11 m 2 m 1 m 11 m 1 m 2 m 11 m
1375 m 275 m 1375 m 1375 m 1375 m 275 m 1375 m
26
Tabel 8 Kombinasi Beban ldquoDrdquo Arah Longitudinal Jembatan
Nama Span yang Dibebani Total Panjang
q (kNm2)
Kombinasi Span
1
Span
2
Span
3 Dibebani (m)
1 3575 828
2 3575 828
3 3575 828
4 715 639
5 715 639
6
7
715
10725
639
576
BTR diinputkan dalam bentuk beban garis sehingga nilai q (kNm2) dikalikan
lebar lajur yang dibebani (m)
Beban Garis Terpusat (BGT)
BGT diinputkan dalam bentuk beban titik pada program CSI Bridge sehingga nilai
intensitas p dikalikan dengan lebar lajur yang dibebani (m)
Beban garis = intensitas p x lebar lajur
= 49 kNm x 35 m
= 1715 kN
Dalam input BGT pada program digunakan faktor beban dinamis
senilai 14
4 Beban Truk ldquoTrdquo
Kendaraan truk yang digunakan adalah truk dengan berat 50 ton
Gambar 22 Input Beban Truk ldquoTrdquo
5 Gaya Rem
Gaya rem diinputkan sebagai beban titik dengan nilai sebagai berikut
Jembatan Kiri
Gaya rem per pier = nilai q terbesar x lebar lajur x panjang 1 span
jembatan x 5
27
= 9 kN
m2 x 145 m x 3575 m x 5
2 = 11663 kN
Jembatan Kanan
Gaya rem per pier = 9 kN
m2 x 18 m x 3575 m x 5
2 = 14479 kN
6 Pengaruh Temperatur
Gambar 23 Input Pengaruh Temperatur
7 Beban Angin
Diketahui
Cw = 125 (Tabel 3)
Vw = 35 ms (Tabel 2)
Ab = 198413 m2
Dengan menggunakan persamaan (4)
TE = 00006 Cw w 2Ab
= 00006 x 125 x 352 x 198413
= 18229 kN
TEW per pier = 18229 kN
4= 45573 kN
8 Tumbukan
100 kN
1
00
F
x
10o
Gambar 24 Proyeksi Tumbukan pada Pier Terhadap Sumbu X dan Sumbu Y
Fx
Fy
28
Tumbukan pada pier diinputkan sebagai beban titik dengan perhitungan sebagai
berikut
Fx = 100 kN x sin 100
= 17365 kN
Fy = 100 kN x cos 100
= 98481 kN
9 Beban Gempa
Pada penelitian ini analisis gempa dinamis dilakukan menggunakan grafik
respon spektrum Dalam pembuatan respon spektrum terlebih dahulu dilakukan
klasifikasi site (jenis tanah) lokasi yang ditinjau berdasarkan hasil penyelidikan
tanah (bore log) Dari data bore log dapat dihitung nilai rata-rata hasil uji
penetrasi standar (SPT) menggunakan persamaan (5) dengan hasil yang tertera
pada tabel berikut ini
Tabel 9 Perhitungan Nilai
Lapisan Kedalaman NSPT Tebal
(TebalSPT)
0 000 0 000 0000
1 330 2 330 1650
2 524 2 194 0971
3 723 2 198 0992
4 924 2 202 1009
5 1130 2 206 1028
6 1323 2 193 0963
7 1530 5 207 0415
8 1730 6 200 0333
9 1930 4 200 0500
10 2130 9 200 0222
11 2330 19 200 0105
12 2507 50 177 0035
13 2626 50 118 0024
14 2725 50 099 0020
15 2822 50 097 0019
16 2921 50 099 0020
17 3006 50 086 0017
3006 8324 3612
Diperoleh = 3612 dimana Σ Tebal Σ SPTfrasl yang menunjukkan bahwa jenis
tanah wilayah Tanjung Priok termasuk kelas situs E yaitu jenis tanah lunak
(Tabel 4) Selanjutnya dihitung nilai akselerasi respons spektra puncak untuk
periode pendek dan periode 1 detik dan desain akselerasi respon spektra
29
Gambar 25 (a) Peta Percepatan Puncak (PGA) wilayah Jakarta
(b) Peta Respon Spektra 02 detik (Ss) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
(c) Peta Respon Spektra 1 detik (S1) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
PGA (Peak Ground Acceleration) merupakan percepatan maksimum yang
menunjukkan intensitas daripada pergerakan lapisan tanah Berdasarkan Gambar 8
dapat diketahui bahwa wilayah yang ditinjau (Tanjung Priok Jakarta Utara)
memiliki nilai PGA 03 ndash 04 g Pendekatan angka menggunakan skala batas atas
dari nilai yang diketahui sehingga diambil nilai 04 g Wilayah Jakarta terdapat
pada zona dengan nilai respon spektra 02 detik probabilitas terlampaui 2 dalam
50 tahun (Ss) = 07 g dan nilai respon spektra 1 detik probabilitas terlampaui 2
dalam 50 tahun (S1 ) = 03 g Kemudian dengan interpolasi nilai Ss dan S1
menggunakan Tabel 5 amp 6 untuk tanah kelas E diperoleh nilai Fa dan Fv berturut-
turut sebesar 13 dan 28
Akselerasi respons spektra puncak periode pendek (SMS) dapat dihitung
dengan persamaan (6) sehingga SMS = 13 x 07 = 091 Akselerasi respons
spektra puncak periode 1 detik (SM1) dapat dihitung dengan persamaan (7)
sehingga SM1 = 28 x 03 = 084 Selanjutnya desain parameter akselerasi respon
spektra periode pendek dapat dihitung dengan persamaan (8) sehingga SDS =
091 = 07963 dan nilai desain parameter respon spektra periode 1 detik dapat
dihitung dengan persamaan (9) sehingga SD1 =
084 = 07350 Faktor
diperoleh dari konversi penggunaan peta gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
karena struktur yang ditinjau merupakan jembatan khusus dengan umur rencana
100 tahun Nilai Sa dihitung menggunakan persamaan 10-13 yang hasilnya
disajikan pada Tabel 10 Nilai T dan Sa diplot membentuk grafik respon spektrum
untuk analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
CSI Bridge
30
Tabel 10 Akselerasi Spektrum Gempa Wilayah Jakarta
T (det) Sa T (det) Sa
00000 03185 2 03675
01846 07963 21 03500
09231 07963 22 03341
1 07350 23 03196
11 06682 24 03063
12 06125 25 02940
13 05654 26 02827
14 05250 27 02722
15 04900 28 02625
16 04594 29 02534
17 04324 3 02450
18 04083 31 02371
19 03868 32 02297
Gambar 26 Grafik Respon Spektrum Wilayah
Jakarta Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010
Hasil Gaya Dalam (Internal Force)
a) Berat Sendiri
Kontrol perhitungan manual
Diketahui
Ag satu girder = 11915 m2
frsquoc girder = 40 MPa
wc girder = 25 kNm3
Tebal slab = 25 cm
frsquoc slab = 30 MPa
wc slab = 24 kNm3
Perhitungan
q slab = tebal slab x spasi antar girder x wc slab
= 025 m x 3567 m x 24 kNm3
= 21402 kNm
q girder = Ag girder x wc girder
= 11915 m2 x 25 kNm
3
= 29788 kNm
M girder = 1
8 q L2
= 1
8 29788 kN mfrasl 35
2 m
= 456129 kN-m
M slab = 1
8 q L2
= 1
8 21402 kN mfrasl 35
2 m
= 327718 kN-m
M girder + M slab = 456129 + 327718 = 783847 kN-m
31
Perhitungan momen secara manual dibandingkan dengan hasil yang ditampilkan
pada program CSI Bridge
Gambar 27 Hasil Momen Akibat Berat Sendiri pada Jembatan
Jembatan kiri terdapat 4 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 4 = 3135388 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min+M max = 28019386 kN-m + 7949228 kN-m
= 28814308 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
Jembatan kanan terdapat 5 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 5 = 3919235 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min + M max = 3494893 kN-m + 9915171 kN-m
= 35940447 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
b) Ultimate Limit States (ULS)
Kombinasi pembebanan yang menghasilkan gaya dalam maksimum
sepanjang jembatan adalah kombinasi ULS-5I (Tabel 7)
Gambar 28 Hasil Gaya Dalam Akibat Kombinasi Pembebanan ULS 5-I
32
c) Kontrol Lendutan
Lendutan maksimum yang diizinkan adalah L
800 =
35750 mm
800 = 4469 mm
sedangkan lendutan yang terjadi pada fly over dari program CSI Bridge
adalah 213 mm sehingga struktur dikatakan aman
Perhitungan Tendon
Dalam perhitungan tendon dan tulangan digunakan momen maksimal yang
terjadi pada penampang yang ditinjau
Tendon pada girder
Data Tendon
D tendon = 05 inchi = 127 mm = 00127 m
Ast = 987 mm2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Girder
Ag (Ax) = 11915 m2
Iz = 04204 m4
yt = 097 m
yb = 088 m
eb = 058 m
-Menghitung gaya prategang P
M berat sendiri = 801826 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 188156 kN-m
M beban hidup = 510983 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 1500965 kN-m
P2=
MybIz
-σb
1
Ax
ebybIz
P2=
150096 x 088
04204 3000
1
11915
058 x 088
04204 = 1384018 kN
Gambar 29 Deformasi yang Terjadi pada Struktur Akibat Beban Hidup
33
P1= Ast x x f u
= 00000987 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl = 110149 kN
Jumlah tendon yang diperlukan= P2
P1= 1384018 kN
110149 kN=125 tendon
Jumlah tendon eksisting = 110 tendon
Jumlah tendon hasil perhitungan yang melebihi tendon eksisting dapat disebabkan
karena perbedaan penggunaan jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo Perhitungan yang
dilakukan menggunakan semua kemungkinan kombinasi baik dalam arah
longitudinal maupun transversal jembatan (sub bab input pembebanan) Selain itu
dapat juga dikarenakan perbedaan dalam pemodelan panjang girder yang
menyebabkan terjadinya kelebihan momen
Tendon pada pier head
Data Tendon
D tendon = 06 inchi = 1524 mm = 0015 m
Ast = 1387 mm2 = 00001387 m
2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Pier Head
Ag (Ax) = 128765 m2
Iz = 6967 m4
yt = 139 m
yb = 123 m
et pada momen maksimal = 04396 m
et pada penampang kritis = 0702 m
-Menghitung P menggunakan Momen Pada Penampang Kritis (Mcr)
M berat sendiri = 41612388 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 7073499kN-m
M beban hidup = 14947156 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 63633043 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
63633043 x 139
3000
1
12875
0702 x 139
6967 = 40860556 kN
P1= Ast x x f u
= 00001387 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl =154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=
40860556 kN
154789 kN= 264 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
34
Berdasarkan jumlah tendon eksisting yang melebihi tendon yang diperlukan
dapat diasumsikan bahwa pier head tersebut tidak didesain menggunakan momen
pada penampang kritis (Mcr) Pada saat dibebani retak terjadi pada perubahan
geometri atau pada penampang kritis sehingga pada umumnya desain cukup
menggunakan Mcr yang nilainya lebih kecil daripada momen maksimal
-Menghitung P menggunakan Momen Maksimal (Mmax)
M berat sendiri = 57265256 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 8941951kN-m
M beban hidup = 20374506 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 86581713 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
865817123 x 139
6967 3000
1
12875
x 139
6967 = 86320521 kN
P1= 154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=86320521 kN
154789 kN= 558 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
Dengan menggunakan momen maksimum yang terjadi pada pier head hasil
perhitungan jumlah tendon yang diperlukan mendekati jumlah tendon eksisting
sehingga dapat diasumsikan struktur tersebut didesain menggunakan momen
maksimum Penggunaan momen maksimum yang terjadi menyebabkan
penambahan jumlah tendon dalam desain
Jumlah tendon eksisting Jumlah tendon yang diperlukan OK
Perhitungan Tulangan
Slab
-Tulangan Lentur Positif
Momen di lapangan Mu pada slab = 10333 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d = ndash drsquo= 250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
10333
08=12916 kN-m
Faktor tahanan momen = Mnx10
6
bd2 =
12916 x106
1000 x 2102= 2929
35
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2929
085 x 30 = 00079
ρmin
= 25 x 14
fy= 25 x
14
390= 0000897
Digunakan = 00079 sehingga
As= ρ b d = 00079 x 1000 mm x 210 mm = 167983 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 167983 mm2
= 1687 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
-Tulangan Lentur Negatif
Momen di tumpuan Mu pada slab = 9504 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d ndash drsquo=250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
9504
08=1188 kN-m
Faktor tahanan momen Rn=Mnx10
6
bd2 =
1188 x106
1000 x 2102= 2694
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2694
085 x 30 = 00073
ρmin
= 25 x 14
fy=25 x
14
390= 0000897
Digunakan ρ = 00073 sehingga
As= ρ b d = 00073 x 1000 mm x 210 mm =153652 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
36
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 153652 mm2
= 18443 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
- Tulangan Geser
Gaya geser Vu pada slab = 35306 kN
Kuat geser nominal yang disumbangkan oleh slab
c=
(
radicf
rsquoc
6
)
bwd =(radic30
6) 1000 x 210 = 19170289 kN
Vc = 06 x = 11502174 kN
u c tidak dibutuhkan tulangan geser
Girder
-Tulangan Lentur
Mu = 24895989 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 13 mm dengan jumlah 8 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 8 =
1
4 314 13
2 x 8 = 106132 mm2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan
(16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fcrsquo
d
dp ω- ωrsquo ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
10857 mm2
fps = 1860 (1 04
077 [00091
1860
40 2050
1800 (00414 00335 ])
= 18599 MPa
Menghitung lebar efektif Be
Diketahui tebal slab ho = 25 cm
Lebar efektif diambil nilai terkecil dari L
4 =
3575 m
4= 894 m
Jarak antar girder s = 3567 m
12 = 12 x 025 = 3 m Diambil Be = 3 m
Eslab = 2574296 MPa
Egirder = 2972541 MPa
n = Eslab
Egirder
= 2574296 MPa
2972541 MPa= 087
Sehingga Be = n x 3 m = 087 x 3 m = 261 m = 2610 mm
37
h = h girder + h slab = 250 + 1850 = 2100 mm
tebal selimut beton drsquo = 50 mm
d = h ndash drsquo
= 2100 mm ndash 50 mm = 2050 mm
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
Aps fps As fy = 085 fcrsquoab
10857 mm2
x 18599 MPa+106132 mm2 x 390 MPa = 085 x 40 MPa x a x
2610 mm
a = 23223 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16)
dengan nilai = 08 adalah sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d-a
2) As fy (d-
a
2)+
= 08 x 10857 mm2 x 18599 MPa (2050 mm-
23223 mm
2) +
106132 mm2
x 390 MPa (2050 mm-23223 mm
2)
= 31242337 kN-m + 640371 kN-m
= 31882709 kN-m
Mn = 31882709 kN-m gt Mu = 24720615 kN-m (OK memenuhi syarat)
Cara yang telah dijabarkan diatas merupakan cara mendesain kekuatan
lentur balok prategang dengan pendekatan trial and error diameter tulangan dan
jumlah tulangan dalam Nawy (2001) Dengan menggunakan pendekatan tersebut
terlebih dahulu dilakukan pemeriksaan terhadap tulangan eksisting menggunakan
data sekunder Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa kapasitas momen
nominal yang disumbangkan oleh tendon Mn tendon lebih besar daripada
momen ultimit yang terjadi Mu akibat pembebanan sehingga momen cukup
ditahan oleh tendon (tidak dibutuhkan tulangan lentur) Tulangan eksisting yang
digunakan merupakan tulangan susut yang berfungsi mencegah terjadinya retak
pada beton
tulangan susut = 00018 x luas penampang girder Ag
= 00018 x 11915 m2
= 00021447 m
2
Digunakan D-13 sehingga = 21447 mm2
1
4 d
2=
21447 m2
1
4 13
2= 16 lt n eksisting = 40
Menurut SNI 03-2847-2002 tentang Tata Cara Perhitungan Struktur Beton
untuk Bangunan Gedung jumlah tulangan susut dan suhu harus dipasang dengan
jarak tidak lebih dari lima kali tebal plat atau 450 mm Jarak maksimum antara
tulangan susut eksisting = 330 mm (lt 450 mm) sehingga tulangan tersebut dari
segi jumlah dan jarak antar tulangan memenuhi syarat
-Tulangan Geser
Girder di tumpuan
Ag = 2682500 mm2
h = 1850 mm
d = h-drsquo= 1850 mm ndash 50 mm = 1800 mm
bw = 1000 mm
38
Gaya geser di tumpuan = 300256 kN dan gaya aksial = 420053 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 420053
14 x 2682500 mm2 ) (
radic40
6) 1000 mm x 1800 mm
= 2109587 kN
c = 06 x 2109587 kN = 1265752 kN u = n
= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit
yang terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (300256 kN ndash (06 x 2109587 kN))06 = 2894674 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av = 2894674 x 103
390 MPa x 1800 mm
mm
= 515433 mm2
Digunakan D-22 sehingga n= Av
1
4 D2
= mm2
1
4 22
2=136 2 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 7 OK
Girder di lapangan
Ag = 1191500 mm2
h = 1850 mm
tulangan utama dan tulangan geser = D 13
d = h - drsquo- 13 - 05 x 13 = 17805 mm
= 1850 ndash 50 ndash 13 ndash (05 x 13) = 17805 mm
bw = 600 mm
Gaya geser di lapangan =193044 kN dan gaya aksial = 274113 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 274113
14 x 1191500 mm2 ) (
radic40
6) 600 mm x 17805 mm
= 1311133 kN
c= 06 x 1311133 kN = 78668 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang
terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
39
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (193044 kN ndash (06 x 1311133 kN))06 = 1906273 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av= 1906273 kN x 10
3
390 MPa x 17805 mm
150 mm
= 411784 mm2
Digunakan D-13 sehingga n= Av
1
4 D2
= 411784 mm2
1
4 13
2= 3103 4 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 4 OK
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 5215433 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Girder dianggap sebagai penampang berongga dinding tipis sehingga besar
modulus puntir = 2 Ambw dimana adalah girder
Jt = 2 x 1191500 mm2 x 2610 mm
= 6219630000 mm3
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 6219630000 (03 radic )radic1 10 1034
= 190101E+11 N-mm = 19010103 kN-m
Tc = 06 x 19010103 kN-m = 11406062 kN-m
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa nilai lebih besar dari sehingga
beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan torsi)
Pier Head
-Tulangan Lentur
Mu = 93134113 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 19 mm dengan jumlah 32 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 25=
1
4 314 x19
2 x 32 = 906832 mm
2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan (16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
Aps = 79059 mm2
fps = 1860 (1 04
081 [00061
1860
35 2520
1670 (00131 00196 ])
588537 MPa
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
40
Aps fps As fy= 085 fc ab
79059 mm2 x 588537 MPa + 906832mm
2 x 390 MPa = 085 x 35 MPa x a x
4500 mm
a = 373974 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16) dengan nilai
= 08 dapat dijabarkan sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d -a
2) As fy (d -
a
2)+
= 08 x 79059 mm2 x 588537 MPa (2520 mm-
373974 mm
2) +
906832 mm2 x 390 MPa (2520 mm-
373974 mm
2)
= 86842499 kN-m + 66008303 kN-m
= 108290509 kN-m
Mn = 93443330 kN-m gt Mu = 93134113 kN-m (OK memenuhi syarat)
-Tulangan Geser
Ag = 12876500 mm2
h = 2620 mm
d = h - d = 2620 mm ndash 100 mm = 2520 mm
= 4500 mm
Gaya geser u di tumpuan = 2011783 kN dan gaya aksial = 241249 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicf c
6) bwd
= (1 241249 kN
14 x 12876500 mm2 ) (
radic35
6) 4500 mm x 2520 mm
= 1118154 kN
c = 06 x 1118154 kN = 6708924 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa tahanan geser yang disumbangkan
oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang terjadi
sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (2011783 kN ndash 6708924 kN)06 = 1676113 kN
s = Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan
Av= s
fy x d
s
Av= 1676113 kN x 10
3
390 MPa x 2520 mm
125 mm
= 2131808 mm2
Digunakan D-16 sehingga n= Av
1
4 D2
= 2131808 mm2
1
4 16
2=106 11 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 8-D16 dan 2-D25 OK
41
Selisih jumlah tulangan D-16 antara hasil perhitungan dengan eksisting sebanyak
3 tulangan telah ditutupi dengan penggunaan 2 tulangan D-25 pada eksisting
sehingga tulangan tersebut dikatakan memenuhi syarat
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 1617885 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Untuk penampang segiempat masif modulus puntir Jt= 04x2y
Jt = 04 x 45002 mm x 2620 mm
= 21222 x 106 Nmm = 21222 kN-m
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 21222 x 106 Nmm (03 radic35 MPa)radic1
10 x 1034 MPa
35
= 6485 x 1011
N-mm = 648487513 kN-m
Tc= 06 x 648487513 kN-m = 389092507 kN-m
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa nilai Tc lebih besar dari Tu
sehingga beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan
torsi)
Pemeriksaan Kolom
Struktur kolom tidak hanya menerima beban aksial vertikal tetapi juga
momen lentur sehingga analisis kolom diperhitungkan untuk menyangga beban
aksial desak dengan eksentrisitas tertentu (Nasution 2009) Pada penelitian ini
analisis kolom dilakukan menggunakan program PCA Col untuk memeriksa
kapasitas tulangan eksisting terhadap beban yang bekerja pada struktur Beban
aksial dan momen yang diinputkan diperoleh dari program CSI Bridge Analisis
kolom dilakukan pada pier segmen 1 dan pier segmen 2 yang masing-masing
memiliki dimensi dan susunan tulangan yang berbeda
Gambar 30 Pemodelan Pier
Pier Segmen 1
Pier
Segmen 2
42
Pier Segmen 1
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1 dimana
aksial (P) maksimum 4181749 kN yang menghasilkan M33 sebesar 920863 kN-m
dan M22 sebesar 796380 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu M33 maksimum
sebesar 1862805 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar 218102 kN- m dan aksial
(P) sebesar 4326789 kN
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1
Dari data yang telah diinputkan diperoleh diagram interaksi seperti pada
Gambar 30 Terlihat baik pada kombinasi 1 dan 2 beban masih berada di area
tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan bahwa kombinasi pembebanan
mampu ditahan oleh pier sehingga pier dikatakan aman terhadap beban yang
bekerja
Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1
43
Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2
Pier Segmen 2
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1
dimana aksial (P) maksimum 629513 kN yang menghasilkan M33 sebesar
38634 kN-m dan M22 sebesar 74265 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu
M33 maksimum sebesar 248387 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar
73617 kN-m dan aksial (P) sebesar 721377 kN
Berdasarkan data yang inputkan diperoleh diagram interaksi pier untuk pier
segmen 2 sebagai berikut
Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
7
B Beban Mati Tambahan (Superimposed Dead Load)
Beban mati tambahan adalah berat seluruh bahan yang membentuk suatu
beban pada jembatan yang merupakan elemen non struktural dan besarnya dapat
berubah selama umur jembatan Beban mati tambahan dapat berupa utilitas pada
saat pengerjaan jembatan berat pelapisan kembali permukaan jembatan parapet
trotoar lampu jembatan pipa air serta sarana lainnya yang dipikul langsung oleh
jembatan
2 Beban Hidup (Live Load)
Beban hidup terdiri dari semua beban bergerak yang bekerja pada deck
jembatan Beban hidup terdiri dari beban kendaraan kereta maupun beban
pejalan kaki Beban hidup dapat tersebar merata sepanjang deck seperti beban
padatnya lalu lintas dan beban kereta api yang panjang ataupun dapat berupa
beban terpusat seperti beban truk berat tunggal poros dan lokomotif Beban lalu
lintas untuk perencanaan jembatan terdiri atas beban lajur ldquoDrdquo dan beban truk ldquoTrdquo
A Beban Lajur ldquoDrdquo
Beban Lajur ldquoDrdquo bekerja pada seluruh lebar lajur kendaraan dan
menimbulkan pengaruh pada jembatan yang ekuivalen dengan rangkaian
kendaraan yang sebenarnya Jumlah total beban lajur ldquoDrdquo yang bekerja tergantung
pada lebar lajur kendaraan jembatan Beban lajur D terdiri dari beban terbagi rata
(BTR) yang digabung dengan beban garis (BGT)
Beban Terbagi Rata (BTR)
Beban terbagi rata mempunyai intensitas q (KPa) dimana besarnya q tergantung
pada panjang total yang dibebani L seperti berikut
L le 30 m q = 90 kPa (2)
L gt 30 m q = 90 ( 05 15
L ) kPa (3)
Dengan pengertian
q = intensitas beban terbagi rata (BTR) dalam arah memanjang jembatan
Beban Garis Terpusat (BGT)
Beban garis dengan intensitas p kNm harus ditempatkan tegak lurus terhadap
arah lalu lintas pada jembatan Besarnya intensitas p adalah 490 kNm
B Beban Truk ldquoTrdquo
Pembebanan truk ldquoTrdquo merupakan kendaraan berat dengan jumlah 3 as Berat
dari masing-masing as disebarkan menjadi 2 beban merata sama besar yang
merupakan bidang kontak antara roda dengan permukaan lantai yang dimaksud
agar mewakili pengaruh roda kendaraan berat Terlepas dari panjang jembatan
atau susunan bentang hanya ada satu kendaraan truk ldquoTrdquo yang bisa ditempatkan
pada satu lajur lalu lintas rencana Kendaraan truk ldquoTrdquo harus ditempatkan
ditengah-tengah lajur lalu lintas rencana
8
3 Beban Angin
Tabel 2 Faktor Beban Akibat Beban Angin
Keadaan Batas
Lokasi
sampai 5 km dari pantai
(mdetik)
gt 5 km dari pantai
(mdetik)
Daya Layan 30 25
Ultimit 35 30
Faktor beban tersebut tidak berlaku untuk jembatan besar atau penting
seperti yang ditentukan oleh instansi yang berwenang Jembatan-jembatan
demikian harus diselidiki secara khusus akibat pengaruh beban angin termasuk
respons dinamis jembatan Gaya nominal ultimit dan daya layan jembatan akibat
pengaruh angin TEW tergantung kecepatan angin rencana seperti berikut
TE = 00006 Cw w 2Ab [kN] (4)
Keterangan
w kecepatan angin rencana (ms) untuk keadaan batas yang ditinjau
koefisien seret
luas koefisien bagian samping jembatan (m2)
Tabel 3 Koefisien Seret
Tipe Jembatan
Bangunan atas massif
bd = 10
bd = 20
bd ge 60
Bangunan atas rangka
21
15
125
12 Keterangan
b lebar keseluruhan jembatan dihitung dari sisi luar sandaran
d tinggi bangunan atas termasuk tinggi bagian sandaran yang masif
Harga antara dari bd bias diinterpolasi linier
Apabila bangunan atas mempunyai superelevasi harus dinaikkan sebesar 3
untuk setiap superelevasinya dengan kenaikan maksimum 25
4 Beban Gempa
Standar perencanaan ketahanan gempa untuk jembatan diatur dalam SNI
28332008 Standar tersebut membahas analisis dinamis dan digunakan untuk
merencanakan struktur jembatan tahan gempa sehingga kerusakan terjadi
setempat dan mudah diperbaiki struktur tidak runtuh dan dapat dimanfaatkan
kembali Analisis dinamis diperlukan sebagai verifikasi bila kinerja struktur
terhadap gempa tidak diwakili sepenuhnya oleh prosedur perhitungan statis dan
semi dinamis Cara spektral moda tunggal dan majemuk dengan atau tanpa
pengaruh interaksi tanah merupakan perhitungan semi-dinamis Analisis dinamis
dengan cara riwayat waktu sering menggunakan rekaman akselerasi gempa dari
luar sehingga perlu disesuaikan dengan akselerasi puncak (Peak Ground
Acceleration) untuk wilayah gempa yang ditinjau Pilihan prosedur analisis gempa
9
tergantung pada tipe jembatan besarnya koefisien akselerasi gempa dan tingkat
kecermatan
Perencanaan suatu struktur tahan gempa perlu mempertimbangkan faktor
percepatan puncak (PGA) respon spektra percepatan di batuan dasar untuk
perioda pendek 02 detik (Ss) dan untuk perioda 10 detik (S1) Ketiga nilai
tersebut dapat diperoleh menggunakan peta Hazard gempa Indonesia 2010
Penentuan kelas situs tanah (klasifikasi site) merupakan tahapan awal dalam
perencanaan beban gempa dengan terlebih dahulu mencari nilai N
N = Σi=1 tim
Σi=1
tiNi
frasl
m (5)
Kelas situs tanah dapat ditentukan berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia
2010 menggunakan tabel berikut
Tabel 4 Penentuan Kelas Situs Tanah
Kelas Situs (mdetik) Su(kPa)
SA (Batuan Keras) gt 1500 NA NA
SB (Batuan) 750-1500 NA NA
SC (Tanah Keras) 350-750 gt 50 gt 100
SD (Tanah Sedang) 175-350 15-50 50-100
SE (Tanah Lunak) lt 175 lt 15 lt 50
Setiap profil tanah yang mengandung lebih dari 3m tanah dengan karakteristik
sebagai berikut
1 Indeks plastisitas PI gt 20
2 Kadar air w ge 40 dan
3 Kadar geser niralir Su lt 25 kPa
SF (Tanah Khusus) Setiap profil lapisan tanah yang memiliki salah satu atau
lebih dari karakteristik berikut
1 Rawan dan berpotensi gagal atau runtuh akibat beban gempa seperti mudah
likuifaksi lempung sangat sensitif tanah tersegmentasi rendah
2 Lempung sangat organik atau gambut (ketebalan H gt 3 m)
3 Lempung berplastisitas sangat tinggi (ketebalan H gt 75 m dengan PI gt 75)
4 Lapisan lempung lunakmedium kaku (ketebalan H gt 35 m dengan Su lt 50 kPa
Keterangan NA = tidak dapat dipakai
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
Selanjutnya akselerasi respons spektra puncak dapat dihitung dengan
persamaan
SMS = Fa Ss (6)
SM1 = Fv S1 (7)
Keterangan
SMS = akselerasi respons spektra puncak pada periode pendek
SM1 = akselerasi respons spektra puncak pada periode 1 detik
Ss = nilai spektra percepatan untuk periode pendek 02 detik di batuan dasar
S1 = nilai spektra percepatan untuk periode 10 detik di batuan dasar
Fa = koefisien periode pendek
Fv = koefisien periode 1 detik
Nilai koefisien dan dapat ditentukan menggunakan Tabel 4 dan 5 Nilai
Ss dan S1 diperoleh dari Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
10
Tabel 5 Nilai Koefisien Fa
Ss
Klasifikasi
Site SS le 025 SS = 05 SS = 075 SS = 10 SS ge 125
SA 08 08 08 08 08
SB 10 10 10 10 10
SC 12 12 11 10 10
SD 16 14 12 11 10
SE 25 17 12 09 09
SF SS
Tabel 6 Nilai Koefisien Fv
S1
Klasifikasi
Site S1 le 01 S1 = 02 S1 = 03 S1 = 04 S1 ge 05
SA 08 08 08 08 08
SB 10 10 10 10 10
SC 17 16 15 14 13
SD 24 20 18 16 15
SE 35 32 28 24 24
SF SS
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
Desain parameter akselerasi spektra dihitung menggunakan persamaan
SDS =
SMS (8)
SD1 =
SM1 (9)
Faktor
diperoleh dari hasil konversi dari gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
Pembuatan respon spektrum menggunakan persamaan berikut
Sa = SDS 04 06 T
To) untuk (10)
Sa = SDS untuk (11)
Sa = SD1
T untuk (12)
Sa = SD1TL
T2 untuk (13)
Nilai dan dihitung menggunakan persamaan
T0 = 02 SD1
SDS (14)
TS = SD1
SDS (15)
dimana TL = waktu transisi periode panjang
Sa = akselerasi spektra
SDS = desain parameter akselerasi respon spektra periode pendek
SD1 = desain parameter akselerasi respon spektra periode 1 detik
SMS = akselerasi respon spektra puncak periode pendek
SM1 = akselerasi respon spektra puncak periode 1 detik
Berdasarkan nilai Sa dan T dapat dibuat grafik respon spektrum seperti berikut
11
Gambar 4 Desain Respon Spektrum
Sumber ASCE 07-2010
Gambar 5 Peta Respon Spektra Percepatan 02 Detik (SS) di Batuan Dasar (SB)
untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun
Gambar 6 Peta Respon Spektra Percepatan 10 Detik (S1) di Batuan Dasar (SB)
untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
12
Desain dan Perhitungan Balok
Rumus-rumus yang digunakan pada analisis struktur balok mengacu pada RSNI
T-02-2005 dan RSNI T-12-2004
1 Tulangan lentur balok
Tegangan analitis batas baja prategang fps (untuk perhitungan kekuatan
batas nominal penampang beton prategang) harus diambil tidak melebihi fpy
Jika tidak tersedia perhitungan yang lebih tepat dan tegangan efektif pada
tendon fpe tidak kurang dari 05 fpu tegangan analitis batas baja prategang fps
dalam tendon yang terlekat penuh dapat diambil sebesar
fps= fpu (1- p
β1[ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) (16)
Jika pengaruh tulangan tekan diperhitungkan pada saat menghitung fps dengan
persamaan (16) maka nilai [ρp
fpu
fc
d
dp ω - ω ] harus diambil tidak kurang dari
017 dan nilai drsquo tidak lebih dari 015
Keterangan
p = faktor yang memperhitungkan jenis tendon prategang dengan nilai
055 untuk fpy
fpu ge 080
040 untuk fpy
fpu ge 085
028 untuk fpy
fpu ge 090
β1 = faktor tinggi blok tegangan tekan persegi ekuivalen beban dimana
β1 = 085 untuk fc le 30 MPa
β1 = 085 ndash 0008 (fc - 30) untuk fc ge 30 MPa (17)
Perencanaan momen lentur harus didasarkan pada
Mu le Mn (18)
Nilai Mn dihitung dengan persamaan
Mn = 08 Apsfps (d -a
2 ) As fy (d -
a
2 )+ (19)
Jarak antar tulangan dihitung menggunakan persamaan
Apsfps As fy = 085 fc ab (20)
2 Tulangan Geser Balok
Perencanaan tulangan geser harus didasarkan pada
u le n (21)
Dimana nilai adalah kuat geser nominal yang dihitung menggunakan
persamaan
n= c s (22)
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton pada struktur yang dibebani geser
dan lentur saja dapat dihitung menggunakan persamaan sebagai berikut
13
c= (radicf c
6) bwd (23)
Kuat geser yang disumbangkan oleh tulangan geser untuk tulangan geser yang
tegak lurus terhadap sumbu aksial komponen struktur dapat dihitung
menggunakan persamaan
s= Av fy d
s (24)
Kekuatan lentur dari balok beton bertulang sebagai komponen struktur jembatan
harus direncanakan dengan menggunakan cara ultimit atau cara Perencanaan
berdasarkan Beban dan Kekuatan Terfaktor (PBKT)
3 Kekuatan Puntir Balok
Kekuatan puntir balok harus didasarkan pada
Tu le Tn (25)
Dimana puntir nominal Tn bisa dihitung sebagai penjumlahan dari puntir nominal
yang disumbangkan oleh beton Tc dan puntir nominal yang disumbangkan oleh
tulangan Ts dengan rumus
Tn= Tc Ts (26)
Dimana
Tc= Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
(27)
Ts= fy (Asw
s) 2 Act cot t (28)
Persamaan tersebut digunakan dalam menghitung nilai kekuatan puntir nominal
tulangan dengan nilai t = 45o untuk beton non prategang dan t=375
o untuk
beton prategang
Untuk sengkang tertutup dapat dihitung Asw
sle 02
y1
fyf (29)
Tn=2AoAtfyv
scot (30)
Dengan dapat diambil sebesar 085
Gambar 7 Areal Aoh
14
Tulangan longitudinal tambahan yang diperlukan untuk menahan puntir dapat
dihitung menggunakan persamaan
Al= (At
s) ρ
h
fyv
fyt cot2 (31)
Desain dan Perhitungan Kolom
Pengaruh kelangsingan kolom dapat diabaikan untuk komponen struktur tekan tak
bergoyang apabila dipenuhi klu
r le 34- (12
M1
M2) (32)
Untuk komponen struktur tekan bergoyang pengaruh kelangsingan dapat
diabaikan apabila klu
r le 22 (33)
Beberapa persyaratan tulangan memanjang untuk kolom antara lain memiliki
luas tidak kurang dari 001 Ag dan tidak melebihi 008 Ag kecuali jika jumlah dan
penempatan tulangan mempersulit penempatan dan pemadatan beton pada
sambungan dan persilangan dari bagian-bagian komponen maka batas maksimal
rasio tulangan perlu dikurangi
Rasio tulangan spiral ρs tidak boleh kurang dari
ρs= 045 (
Ag
Ac-1)
f c
fy (34)
Software CSI Bridge
Computers and Structures Inc (CSI) Bridge merupakan salah satu software
yang dikembangkan oleh pihak CSI yang merupakan pelopor dalam
pengembangan software untuk analisis struktur dan gempa Tahap pemodelan
analisis dan desain dari struktur sebuah jembatan telah diintegrasikan dalam
software CSI Bridge untuk menciptakan perangkat komputer engineering yang
mendasar Dengan menggunakan CSI Bridge dapat didesain jembatan beton
maupan baja dengan cepat dan mudah Fitur parametric modeller memungkinkan
pengguna untuk membuat model jembatan sederhana hingga kompleks dan
membuat perubahan secara efisien dalam melakukan kontrol pada desain
(httpwwwcsiamericacomcsibridge)
Software PCA Col
PCAColumn (PCA Col) merupakan software yang dirancang untuk
mendesain dan memeriksa kapasitas penampang beton bertulang terhadap gaya
aksial dan momen lentur Bentuk penampang benton dapat berupa persegi empat
lingkaran hingga tidak beraturan dengan berbagai macam susunan dan pola
tulangan Selain itu efek kelangsingan kolom juga dapat diperhitungkan Dari
program tersebut dapat diperoleh diagram interaksi gaya aksial (P) dan momen
lentur (M) baik dalam sumbu uniaksial maupun biaksial dimana Mx dan My juga
dapat diplot terhadap sumbu biaksial dari kolom dan dinding geser yang tidak
beraturan (httppcacolumnsoftwareinformercom)
15
METODOLOGI
Waktu dan Tempat
Penelitian dilakukan pada bulan Februari ndash Juni 2013 yang diawali dengan
pengumpulan data Data penelitian diperoleh dari Satuan Kerja Pelaksanaan Jalan
Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A Struktur yang ditinjau adalah fly over
P106-P107 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425)
Gambar 8 Denah Lokasi Proyek yang Ditinjau
Proyek pembangunan jalan bebas hambatan Tanjung Priok merupakan
program strategis pemerintah dalam rangka meningkatkan kapasitas jaringan
transportasi kota Jakarta khususnya Jakarta Utara Proyek ini menjadi salah satu
upaya pengembangan Kawasan Strategis Nasional Tanjung Priok sebagai pusat
kegiatan ekspor-impor yang saat ini telah menempati peringkat ke-24 dunia untuk
arus peti kemas Jalan bebas hambatan yang dibangun berfungsi sebagai jalan
pintas untuk meningkatkan akses terhadap pelabuhan dan dalam jangka panjang
juga berfungsi sebagai penghubung ruas tol Jakarta Outer Ring Road (JORR)
dengan Jakarta Inter Urban Toll (JIUT)
Alat dan Bahan
Alat yang digunakan dalam penelitian ini adalah sebagai berikut
1 Komputer Intel CoreTM
Duo Processor T6600
2 Program CSI Bridge Versi 15 dan PCA Col
3 Program Microsoft Office Excel 2010
4 Program Autocad 2010
Bahan penelitian merupakan data sekunder berupa shop drawing Proyek Jalan
Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A yaitu data struktur P106-P107
16
Penggunaan shop drawing dikarenakan belum tersedianya data as built drawing
Data-data yang diperoleh meliputi
1 Denah dan gambar detail struktur fly over P106-P107 yang meliputi layout
fly over dimensi struktur jembatan serta gambar detail tendon dan tulangan
Struktur yang ditinjau memiliki kriteria desain sebagai berikut
a) Slab
Kuat tekan beton ( ) = 30 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic30 MPa = 2574296 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
b) PCU Girder
Kuat tekan beton ( ) = 40 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic40 MPa = 2972541 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Kuat tarik putus ( = 1860 MPa
Kuat leleh baja prategang ( ) = 1670 MPa
c) Pier Head
Kuat tekan beton ( ) = 35 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic40 MPa = 2780557 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Kuat tarik putus ( = 1860 MPa
Kuat leleh baja prategang ( ) = 1670 MPa
d) Pier
Tipe = Y Pier
Kuat tekan beton ( ) = 30 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic30 MPa = 2574296 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Tinggi pier ( ) = 22 m
Lebar pier ( = 35 m
Tebal pier ( ) = 45 m
e) Data soil investigation Bore Log (Lampiran 2)
2 Standar dan peraturan perencanaan sebagai berikut
RSNI T-02-2005 ldquoPembebanan untuk Jembatanrdquo
SNI 2833 2008 ldquoStandar Perencanaan Ketahanan Gempa untuk Jembatanrdquo
RSNI T-12-2004 ldquoPerencanaan Struktur Beton untuk Jembatanrdquo
SNI 03-3847-2002 ldquoTata Cara Perhitungan Struktur Beton untuk Bangunan
Gedungrdquo
17
Tahapan Penelitian
Tahapan penelitian tersaji dalam diagram alir sebagai berikut
Keterangan
1 Data sekunder merupakan shop drawing kontraktor PT Obayashi-Jaya
Konstruksi JO yang digunakan dalam penelitian ini sebagai acuan dalam
pemodelan jembatan
2 Peraturan dan standar perencanaan terkait dengan penelitian ini adalah Standar
Nasional Indonesia Peraturan pembebanan jembatan terdapat dalam RSNI T-
02-2005 Perencanaan ketahanan gempa untuk jembatan terdapat dalam SNI
2833 2008 Perencanaan struktur beton untuk jembatan terdapat dalam RSNI
T-12-2004
Mulai
Pengumpulan Data Penelitian dan Bahan Rujukan
Program CSI Bridge
Pemodelan
Struktur
Input
Pembebanan
Input
Spektrum Gempa
Gaya Dalam
Desain
Ulang
Tulangan
Selesai
Aman
Mu le Mn
u le n
Tu le Tn
Tidak
Ya
Gambar 9 Diagram Alir Penelitian
18
3 Program CSI Bridge digunakan untuk mempermudah dalam menganalisis
gaya dalam (internal force) yang bekerja akibat pembebanan Setelah
dilakukan pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum dapat
diperoleh nilai gaya dalam ultimit Analisis gaya dalam dilakukan dengan
membandingkan gaya dalam ultimit yang terjadi akibat pembebanan dengan
kapasitas nominal struktur fly over yang ditinjau
Pemodelan Struktur
a) Layout fly over
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri
dari 2 ruas jembatan kiri dan kanan dimana panjang 1 bentang (span)
sebesar 3575 m dengan jumlah bentang yang dianalisis sebanyak 3 span
Pendefinisian layout fly over pada program CSI Bridge dapat
menggunakan bridge wizard di menu Home
Gambar 10 Layout Line Struktur Fly Over
b) Material konstruksi dan penampang
Beton dengan = 30 MPa untuk slab dan pier
Beton dengan = 35 MPa untuk pier head
Beton dengan = 40 MPa untuk PCU Girder
Baja tulangan U39 dengan = 390 MPa
Baja tendon dengan fpy=1670 MPa dan fpu= 1860 MPa
19
Input material dilakukan pada menu Home-Bridge Wizard-Materials seperti pada
Gambar 12 berikut Sedangkan pemodelan penampang dilakukan pada menu
Components-Properties-Frame Properties-New-Frame Section Property Type
concrete-Precast U
Gambar 11 Input Material dan Penampang PCU Girder
Pendefinisian jumlah girder jarak antar girder dan tebal slab dilakukan pada
menu Components-Superstructure Deck Sections-New-Precast U Girder
Gambar 12 Penampang Superstruktur Jembatan
20
c) Jenis perletakan adalah tipe sendi-rol yang didefinisikan pada menu Home-
Bridge Wizards-Bearings
Gambar 13 Jenis Perletakan
d) Input pembebanan
Kombinasi pembebanan mengacu pada RSNI T-02-2005 Input
kombinasi pembebanan dilakukan pada menu DesignRating ndash Load
Combination ndash Add New Load Combination ndash Masukkan Load Case Name ndash
Load Case Type ndash Scale Factor ndash OK Contoh kombinasi pembebanan yang
telah diinputkan pada CSI Bridge terlihat pada gambar berikut
Gambar 14 Input Kombinasi Pembebanan
e) Input Respon Spektrum
Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 dibuat respon spektrum untuk
analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
21
CSI Bridge Respon spektrum diinputkan pada menu Loads ndash Functions ndash Respon
Spectrum ndash Add New Function ndash Pilih User ndash Masukkan Damping Ratio 005 ndash
Masukkan nilai Period dan Acceleration (Diperoleh dari hasil perhitungan
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010) ndash OK Pembuatan respon spektrum
gempa secara lebih rinci dijelaskan pada bab pembahasan
Gambar 15 Input Respon Spektrum Wilayah Jakarta
f) Hasil Gaya Dalam
Setelah pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum
struktur dapat dianalisis pada menu Analysis ndash Run Analysis ndash Pilih Load Case
yang ingin dianalisis ndash Run Analysis Hasil gaya dalam dapat ditampilkan pada
menu Home ndash Display ndash Show Bridge Superstructure Forces
Gambar 16 Contoh Momen Akibat Kombinasi Pembebanan
22
HASIL DAN PEMBAHASAN
Model Struktur Jembatan
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri dari 2
ruas jembatan kiri dan kanan dengan panjang total 10725 m Struktur terdiri dari
3 span dimana panjang satu span 3575 m Superstruktur jembatan ruas kiri terdiri
dari 4 girder dan ruas kanan terdiri dari 5 girder dengan tipe PCU dan memiliki
superelevasi sebesar 2 Struktur fly over tersebut ditopang oleh dua kolom cast
in site tipe Y-Pier dengan tinggi 22 m
Gambar 17 Pemodelan Struktur Fly Over
Gambar 19 Tampak Samping Struktur Fly Over
145 m 18 m
L total = 10725 m
Gambar 18 Tampak Depan Struktur Fly Over
23
Input Pembebanan
Pembebanan yang diinputkan pada program CSI Bridge mengacu pada
RSNI T-02-2005 (Tabel 40) mengenai Peraturan Pembebanan untuk Jembatan
dengan ragam kombinasi pada kondisi ultimit (Ultimate Limit States) sebagai
berikut
Tabel 7 Kombinasi Pembebanan
Nama
Kombinasi
Aksi
Permanen Aksi Transien Aksi Khusus
MS MA PS TD TT TB ET EW TTC
EQ-
X
EQ-
Y
ULS-1A 13 2 1 198 198 132
ULS-1B 13 2 1 198 198 132
ULS-1C 13 2 1 198 198 132
ULS-1D 13 2 1 198 198 132
ULS-4A 13 2 1 132 132
ULS-5A 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5B 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5C 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5D 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5E 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5F 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5G 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5H 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5I 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5J 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5K 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5L 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-5M 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5N 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5O 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5P 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-6A 13 2 1 198 198 1
ULS-6B 13 2 1 198 198 1
Keterangan
MS = Berat Sendiri
MA = Beban Mati Tambahan
PS = Pengaruh Prategang
TD = Beban Lajur ldquoDrdquo
TT = Beban Truk ldquoTrdquo
TB = Gaya Rem
ET = Beban Temperatur
EW = Beban Angin
TTC = Beban Tumbukan
EQ-X = Beban gempa dalam arah X
EQ-Y = Beban gempa dalam arah Y
24
Besarnya nilai beban-beban yang terjadi dapat dijabarkan dalam contoh
perhitungan sebagai berikut
1 Berat sendiri
PCU-Girder dan Slab
wc girder = 25 kNm3
wc slab = wc pier = 24 kNm3
Luas (A) girder = A satu girder x jumlah girder = 11915 m2 x 9 = 107235 m
2
A slab = tebal slab x lebar total jembatan = 025 m x (18 m+145 m) = 8125 m2
Berat girder = A girder x panjang total jembatan x wc girder
= 107235 m2 x 10725 m x 25 kNm
3
= 2875238 kN
Berat slab = A slab x panjang total jembatan x wc slab
= 10723 m2 x 10725 m x 24 kNm
3
= 2091375 kN
Pier
A pier segmen 1 = 2 m x 45 m = 9 m2
A pier segmen 2 = 20565 m2
Panjang pier segmen 1 = 7088 m
Panjang pier segmen 2 = 17147 m
Berat pier segmen 1 = A pier x panjang pier x wc pier
= 9 m2 x 7088 m x 24 kNm
3 = 153103 kN
Berat pier segmen 2 = A pier x panjang pier x wc pier
= 20565 m2 x 17147 m x 24 kNm
3
= 8463073 kN
Berat pier = 153103 kN + 8463073 kN = 9994103 kN
Total berat sendiri = Berat girder + slab + pier
= 2875238 kN + 2091375 kN + 9994103 kN
= 5966023 kN
2 Beban Mati Tambahan
Aspal
wc aspal = 22 kNm3
Tebal aspal = 75 cm
Perhitungan beban mati tambahan dengan menggunakan persamaan (1)
dapat dijabarkan sebagai berikut
Berat aspal = wcLA
= 22 kNm3 x 10725 m x (325 m x 0075 m)
= 5751281 kN
Parapet
wc parapet = 24 kNm3
A parapet = 0526 m2
Berat parapet = wcLA
= 24 kNm3 x 10725 m x 0526 m
2
= 1353924 kN
Total beban mati tambahan = berat aspal + parapet
= 5751281 kN + 1353924 kN
= 7105205 kN
25
3 Beban Lajur D
Beban Terbagi Rata (BTR)
Terdiri dari 7 kombinasi arah longitudinal dengan jumlah lajur
jembatan ruas kiri = 4 lajur dan jembatan ruas kanan = 5 lajur
Total kombinasi arah longitudinal
Jembatan Kiri = 7 x 4 = 28 kombinasi
Jembatan Kanan = 7 x 5 = 35 kombinasi
Terdiri dari 3 kombinasi dalam arah transversal dengan jarak dan
intensitas beban sebagai berikut
Jembatan Kiri
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 28 x 3
= 84 kombinasi
Jembatan Kanan
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 35 x 3
= 105 kombinasi
Nilai q dihitung menggunakan persamaan (3) untuk panjang 1 bentang gt 30 m
dimana panjang 1 span fly over = 3575 m
Contoh perhitungan nilai q sebagai berikut
q = 90 (05 15
3575 ) = 828 kPa
Gambar 20 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kiri
Gambar 21 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kanan
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
100 50
Keterangan
Keterangan
100 50
11 m 2 m 1 m 11 m 1 m 2 m 11 m
1375 m 275 m 1375 m 1375 m 1375 m 275 m 1375 m
26
Tabel 8 Kombinasi Beban ldquoDrdquo Arah Longitudinal Jembatan
Nama Span yang Dibebani Total Panjang
q (kNm2)
Kombinasi Span
1
Span
2
Span
3 Dibebani (m)
1 3575 828
2 3575 828
3 3575 828
4 715 639
5 715 639
6
7
715
10725
639
576
BTR diinputkan dalam bentuk beban garis sehingga nilai q (kNm2) dikalikan
lebar lajur yang dibebani (m)
Beban Garis Terpusat (BGT)
BGT diinputkan dalam bentuk beban titik pada program CSI Bridge sehingga nilai
intensitas p dikalikan dengan lebar lajur yang dibebani (m)
Beban garis = intensitas p x lebar lajur
= 49 kNm x 35 m
= 1715 kN
Dalam input BGT pada program digunakan faktor beban dinamis
senilai 14
4 Beban Truk ldquoTrdquo
Kendaraan truk yang digunakan adalah truk dengan berat 50 ton
Gambar 22 Input Beban Truk ldquoTrdquo
5 Gaya Rem
Gaya rem diinputkan sebagai beban titik dengan nilai sebagai berikut
Jembatan Kiri
Gaya rem per pier = nilai q terbesar x lebar lajur x panjang 1 span
jembatan x 5
27
= 9 kN
m2 x 145 m x 3575 m x 5
2 = 11663 kN
Jembatan Kanan
Gaya rem per pier = 9 kN
m2 x 18 m x 3575 m x 5
2 = 14479 kN
6 Pengaruh Temperatur
Gambar 23 Input Pengaruh Temperatur
7 Beban Angin
Diketahui
Cw = 125 (Tabel 3)
Vw = 35 ms (Tabel 2)
Ab = 198413 m2
Dengan menggunakan persamaan (4)
TE = 00006 Cw w 2Ab
= 00006 x 125 x 352 x 198413
= 18229 kN
TEW per pier = 18229 kN
4= 45573 kN
8 Tumbukan
100 kN
1
00
F
x
10o
Gambar 24 Proyeksi Tumbukan pada Pier Terhadap Sumbu X dan Sumbu Y
Fx
Fy
28
Tumbukan pada pier diinputkan sebagai beban titik dengan perhitungan sebagai
berikut
Fx = 100 kN x sin 100
= 17365 kN
Fy = 100 kN x cos 100
= 98481 kN
9 Beban Gempa
Pada penelitian ini analisis gempa dinamis dilakukan menggunakan grafik
respon spektrum Dalam pembuatan respon spektrum terlebih dahulu dilakukan
klasifikasi site (jenis tanah) lokasi yang ditinjau berdasarkan hasil penyelidikan
tanah (bore log) Dari data bore log dapat dihitung nilai rata-rata hasil uji
penetrasi standar (SPT) menggunakan persamaan (5) dengan hasil yang tertera
pada tabel berikut ini
Tabel 9 Perhitungan Nilai
Lapisan Kedalaman NSPT Tebal
(TebalSPT)
0 000 0 000 0000
1 330 2 330 1650
2 524 2 194 0971
3 723 2 198 0992
4 924 2 202 1009
5 1130 2 206 1028
6 1323 2 193 0963
7 1530 5 207 0415
8 1730 6 200 0333
9 1930 4 200 0500
10 2130 9 200 0222
11 2330 19 200 0105
12 2507 50 177 0035
13 2626 50 118 0024
14 2725 50 099 0020
15 2822 50 097 0019
16 2921 50 099 0020
17 3006 50 086 0017
3006 8324 3612
Diperoleh = 3612 dimana Σ Tebal Σ SPTfrasl yang menunjukkan bahwa jenis
tanah wilayah Tanjung Priok termasuk kelas situs E yaitu jenis tanah lunak
(Tabel 4) Selanjutnya dihitung nilai akselerasi respons spektra puncak untuk
periode pendek dan periode 1 detik dan desain akselerasi respon spektra
29
Gambar 25 (a) Peta Percepatan Puncak (PGA) wilayah Jakarta
(b) Peta Respon Spektra 02 detik (Ss) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
(c) Peta Respon Spektra 1 detik (S1) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
PGA (Peak Ground Acceleration) merupakan percepatan maksimum yang
menunjukkan intensitas daripada pergerakan lapisan tanah Berdasarkan Gambar 8
dapat diketahui bahwa wilayah yang ditinjau (Tanjung Priok Jakarta Utara)
memiliki nilai PGA 03 ndash 04 g Pendekatan angka menggunakan skala batas atas
dari nilai yang diketahui sehingga diambil nilai 04 g Wilayah Jakarta terdapat
pada zona dengan nilai respon spektra 02 detik probabilitas terlampaui 2 dalam
50 tahun (Ss) = 07 g dan nilai respon spektra 1 detik probabilitas terlampaui 2
dalam 50 tahun (S1 ) = 03 g Kemudian dengan interpolasi nilai Ss dan S1
menggunakan Tabel 5 amp 6 untuk tanah kelas E diperoleh nilai Fa dan Fv berturut-
turut sebesar 13 dan 28
Akselerasi respons spektra puncak periode pendek (SMS) dapat dihitung
dengan persamaan (6) sehingga SMS = 13 x 07 = 091 Akselerasi respons
spektra puncak periode 1 detik (SM1) dapat dihitung dengan persamaan (7)
sehingga SM1 = 28 x 03 = 084 Selanjutnya desain parameter akselerasi respon
spektra periode pendek dapat dihitung dengan persamaan (8) sehingga SDS =
091 = 07963 dan nilai desain parameter respon spektra periode 1 detik dapat
dihitung dengan persamaan (9) sehingga SD1 =
084 = 07350 Faktor
diperoleh dari konversi penggunaan peta gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
karena struktur yang ditinjau merupakan jembatan khusus dengan umur rencana
100 tahun Nilai Sa dihitung menggunakan persamaan 10-13 yang hasilnya
disajikan pada Tabel 10 Nilai T dan Sa diplot membentuk grafik respon spektrum
untuk analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
CSI Bridge
30
Tabel 10 Akselerasi Spektrum Gempa Wilayah Jakarta
T (det) Sa T (det) Sa
00000 03185 2 03675
01846 07963 21 03500
09231 07963 22 03341
1 07350 23 03196
11 06682 24 03063
12 06125 25 02940
13 05654 26 02827
14 05250 27 02722
15 04900 28 02625
16 04594 29 02534
17 04324 3 02450
18 04083 31 02371
19 03868 32 02297
Gambar 26 Grafik Respon Spektrum Wilayah
Jakarta Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010
Hasil Gaya Dalam (Internal Force)
a) Berat Sendiri
Kontrol perhitungan manual
Diketahui
Ag satu girder = 11915 m2
frsquoc girder = 40 MPa
wc girder = 25 kNm3
Tebal slab = 25 cm
frsquoc slab = 30 MPa
wc slab = 24 kNm3
Perhitungan
q slab = tebal slab x spasi antar girder x wc slab
= 025 m x 3567 m x 24 kNm3
= 21402 kNm
q girder = Ag girder x wc girder
= 11915 m2 x 25 kNm
3
= 29788 kNm
M girder = 1
8 q L2
= 1
8 29788 kN mfrasl 35
2 m
= 456129 kN-m
M slab = 1
8 q L2
= 1
8 21402 kN mfrasl 35
2 m
= 327718 kN-m
M girder + M slab = 456129 + 327718 = 783847 kN-m
31
Perhitungan momen secara manual dibandingkan dengan hasil yang ditampilkan
pada program CSI Bridge
Gambar 27 Hasil Momen Akibat Berat Sendiri pada Jembatan
Jembatan kiri terdapat 4 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 4 = 3135388 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min+M max = 28019386 kN-m + 7949228 kN-m
= 28814308 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
Jembatan kanan terdapat 5 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 5 = 3919235 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min + M max = 3494893 kN-m + 9915171 kN-m
= 35940447 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
b) Ultimate Limit States (ULS)
Kombinasi pembebanan yang menghasilkan gaya dalam maksimum
sepanjang jembatan adalah kombinasi ULS-5I (Tabel 7)
Gambar 28 Hasil Gaya Dalam Akibat Kombinasi Pembebanan ULS 5-I
32
c) Kontrol Lendutan
Lendutan maksimum yang diizinkan adalah L
800 =
35750 mm
800 = 4469 mm
sedangkan lendutan yang terjadi pada fly over dari program CSI Bridge
adalah 213 mm sehingga struktur dikatakan aman
Perhitungan Tendon
Dalam perhitungan tendon dan tulangan digunakan momen maksimal yang
terjadi pada penampang yang ditinjau
Tendon pada girder
Data Tendon
D tendon = 05 inchi = 127 mm = 00127 m
Ast = 987 mm2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Girder
Ag (Ax) = 11915 m2
Iz = 04204 m4
yt = 097 m
yb = 088 m
eb = 058 m
-Menghitung gaya prategang P
M berat sendiri = 801826 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 188156 kN-m
M beban hidup = 510983 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 1500965 kN-m
P2=
MybIz
-σb
1
Ax
ebybIz
P2=
150096 x 088
04204 3000
1
11915
058 x 088
04204 = 1384018 kN
Gambar 29 Deformasi yang Terjadi pada Struktur Akibat Beban Hidup
33
P1= Ast x x f u
= 00000987 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl = 110149 kN
Jumlah tendon yang diperlukan= P2
P1= 1384018 kN
110149 kN=125 tendon
Jumlah tendon eksisting = 110 tendon
Jumlah tendon hasil perhitungan yang melebihi tendon eksisting dapat disebabkan
karena perbedaan penggunaan jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo Perhitungan yang
dilakukan menggunakan semua kemungkinan kombinasi baik dalam arah
longitudinal maupun transversal jembatan (sub bab input pembebanan) Selain itu
dapat juga dikarenakan perbedaan dalam pemodelan panjang girder yang
menyebabkan terjadinya kelebihan momen
Tendon pada pier head
Data Tendon
D tendon = 06 inchi = 1524 mm = 0015 m
Ast = 1387 mm2 = 00001387 m
2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Pier Head
Ag (Ax) = 128765 m2
Iz = 6967 m4
yt = 139 m
yb = 123 m
et pada momen maksimal = 04396 m
et pada penampang kritis = 0702 m
-Menghitung P menggunakan Momen Pada Penampang Kritis (Mcr)
M berat sendiri = 41612388 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 7073499kN-m
M beban hidup = 14947156 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 63633043 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
63633043 x 139
3000
1
12875
0702 x 139
6967 = 40860556 kN
P1= Ast x x f u
= 00001387 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl =154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=
40860556 kN
154789 kN= 264 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
34
Berdasarkan jumlah tendon eksisting yang melebihi tendon yang diperlukan
dapat diasumsikan bahwa pier head tersebut tidak didesain menggunakan momen
pada penampang kritis (Mcr) Pada saat dibebani retak terjadi pada perubahan
geometri atau pada penampang kritis sehingga pada umumnya desain cukup
menggunakan Mcr yang nilainya lebih kecil daripada momen maksimal
-Menghitung P menggunakan Momen Maksimal (Mmax)
M berat sendiri = 57265256 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 8941951kN-m
M beban hidup = 20374506 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 86581713 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
865817123 x 139
6967 3000
1
12875
x 139
6967 = 86320521 kN
P1= 154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=86320521 kN
154789 kN= 558 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
Dengan menggunakan momen maksimum yang terjadi pada pier head hasil
perhitungan jumlah tendon yang diperlukan mendekati jumlah tendon eksisting
sehingga dapat diasumsikan struktur tersebut didesain menggunakan momen
maksimum Penggunaan momen maksimum yang terjadi menyebabkan
penambahan jumlah tendon dalam desain
Jumlah tendon eksisting Jumlah tendon yang diperlukan OK
Perhitungan Tulangan
Slab
-Tulangan Lentur Positif
Momen di lapangan Mu pada slab = 10333 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d = ndash drsquo= 250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
10333
08=12916 kN-m
Faktor tahanan momen = Mnx10
6
bd2 =
12916 x106
1000 x 2102= 2929
35
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2929
085 x 30 = 00079
ρmin
= 25 x 14
fy= 25 x
14
390= 0000897
Digunakan = 00079 sehingga
As= ρ b d = 00079 x 1000 mm x 210 mm = 167983 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 167983 mm2
= 1687 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
-Tulangan Lentur Negatif
Momen di tumpuan Mu pada slab = 9504 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d ndash drsquo=250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
9504
08=1188 kN-m
Faktor tahanan momen Rn=Mnx10
6
bd2 =
1188 x106
1000 x 2102= 2694
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2694
085 x 30 = 00073
ρmin
= 25 x 14
fy=25 x
14
390= 0000897
Digunakan ρ = 00073 sehingga
As= ρ b d = 00073 x 1000 mm x 210 mm =153652 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
36
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 153652 mm2
= 18443 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
- Tulangan Geser
Gaya geser Vu pada slab = 35306 kN
Kuat geser nominal yang disumbangkan oleh slab
c=
(
radicf
rsquoc
6
)
bwd =(radic30
6) 1000 x 210 = 19170289 kN
Vc = 06 x = 11502174 kN
u c tidak dibutuhkan tulangan geser
Girder
-Tulangan Lentur
Mu = 24895989 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 13 mm dengan jumlah 8 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 8 =
1
4 314 13
2 x 8 = 106132 mm2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan
(16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fcrsquo
d
dp ω- ωrsquo ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
10857 mm2
fps = 1860 (1 04
077 [00091
1860
40 2050
1800 (00414 00335 ])
= 18599 MPa
Menghitung lebar efektif Be
Diketahui tebal slab ho = 25 cm
Lebar efektif diambil nilai terkecil dari L
4 =
3575 m
4= 894 m
Jarak antar girder s = 3567 m
12 = 12 x 025 = 3 m Diambil Be = 3 m
Eslab = 2574296 MPa
Egirder = 2972541 MPa
n = Eslab
Egirder
= 2574296 MPa
2972541 MPa= 087
Sehingga Be = n x 3 m = 087 x 3 m = 261 m = 2610 mm
37
h = h girder + h slab = 250 + 1850 = 2100 mm
tebal selimut beton drsquo = 50 mm
d = h ndash drsquo
= 2100 mm ndash 50 mm = 2050 mm
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
Aps fps As fy = 085 fcrsquoab
10857 mm2
x 18599 MPa+106132 mm2 x 390 MPa = 085 x 40 MPa x a x
2610 mm
a = 23223 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16)
dengan nilai = 08 adalah sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d-a
2) As fy (d-
a
2)+
= 08 x 10857 mm2 x 18599 MPa (2050 mm-
23223 mm
2) +
106132 mm2
x 390 MPa (2050 mm-23223 mm
2)
= 31242337 kN-m + 640371 kN-m
= 31882709 kN-m
Mn = 31882709 kN-m gt Mu = 24720615 kN-m (OK memenuhi syarat)
Cara yang telah dijabarkan diatas merupakan cara mendesain kekuatan
lentur balok prategang dengan pendekatan trial and error diameter tulangan dan
jumlah tulangan dalam Nawy (2001) Dengan menggunakan pendekatan tersebut
terlebih dahulu dilakukan pemeriksaan terhadap tulangan eksisting menggunakan
data sekunder Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa kapasitas momen
nominal yang disumbangkan oleh tendon Mn tendon lebih besar daripada
momen ultimit yang terjadi Mu akibat pembebanan sehingga momen cukup
ditahan oleh tendon (tidak dibutuhkan tulangan lentur) Tulangan eksisting yang
digunakan merupakan tulangan susut yang berfungsi mencegah terjadinya retak
pada beton
tulangan susut = 00018 x luas penampang girder Ag
= 00018 x 11915 m2
= 00021447 m
2
Digunakan D-13 sehingga = 21447 mm2
1
4 d
2=
21447 m2
1
4 13
2= 16 lt n eksisting = 40
Menurut SNI 03-2847-2002 tentang Tata Cara Perhitungan Struktur Beton
untuk Bangunan Gedung jumlah tulangan susut dan suhu harus dipasang dengan
jarak tidak lebih dari lima kali tebal plat atau 450 mm Jarak maksimum antara
tulangan susut eksisting = 330 mm (lt 450 mm) sehingga tulangan tersebut dari
segi jumlah dan jarak antar tulangan memenuhi syarat
-Tulangan Geser
Girder di tumpuan
Ag = 2682500 mm2
h = 1850 mm
d = h-drsquo= 1850 mm ndash 50 mm = 1800 mm
bw = 1000 mm
38
Gaya geser di tumpuan = 300256 kN dan gaya aksial = 420053 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 420053
14 x 2682500 mm2 ) (
radic40
6) 1000 mm x 1800 mm
= 2109587 kN
c = 06 x 2109587 kN = 1265752 kN u = n
= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit
yang terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (300256 kN ndash (06 x 2109587 kN))06 = 2894674 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av = 2894674 x 103
390 MPa x 1800 mm
mm
= 515433 mm2
Digunakan D-22 sehingga n= Av
1
4 D2
= mm2
1
4 22
2=136 2 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 7 OK
Girder di lapangan
Ag = 1191500 mm2
h = 1850 mm
tulangan utama dan tulangan geser = D 13
d = h - drsquo- 13 - 05 x 13 = 17805 mm
= 1850 ndash 50 ndash 13 ndash (05 x 13) = 17805 mm
bw = 600 mm
Gaya geser di lapangan =193044 kN dan gaya aksial = 274113 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 274113
14 x 1191500 mm2 ) (
radic40
6) 600 mm x 17805 mm
= 1311133 kN
c= 06 x 1311133 kN = 78668 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang
terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
39
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (193044 kN ndash (06 x 1311133 kN))06 = 1906273 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av= 1906273 kN x 10
3
390 MPa x 17805 mm
150 mm
= 411784 mm2
Digunakan D-13 sehingga n= Av
1
4 D2
= 411784 mm2
1
4 13
2= 3103 4 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 4 OK
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 5215433 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Girder dianggap sebagai penampang berongga dinding tipis sehingga besar
modulus puntir = 2 Ambw dimana adalah girder
Jt = 2 x 1191500 mm2 x 2610 mm
= 6219630000 mm3
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 6219630000 (03 radic )radic1 10 1034
= 190101E+11 N-mm = 19010103 kN-m
Tc = 06 x 19010103 kN-m = 11406062 kN-m
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa nilai lebih besar dari sehingga
beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan torsi)
Pier Head
-Tulangan Lentur
Mu = 93134113 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 19 mm dengan jumlah 32 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 25=
1
4 314 x19
2 x 32 = 906832 mm
2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan (16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
Aps = 79059 mm2
fps = 1860 (1 04
081 [00061
1860
35 2520
1670 (00131 00196 ])
588537 MPa
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
40
Aps fps As fy= 085 fc ab
79059 mm2 x 588537 MPa + 906832mm
2 x 390 MPa = 085 x 35 MPa x a x
4500 mm
a = 373974 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16) dengan nilai
= 08 dapat dijabarkan sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d -a
2) As fy (d -
a
2)+
= 08 x 79059 mm2 x 588537 MPa (2520 mm-
373974 mm
2) +
906832 mm2 x 390 MPa (2520 mm-
373974 mm
2)
= 86842499 kN-m + 66008303 kN-m
= 108290509 kN-m
Mn = 93443330 kN-m gt Mu = 93134113 kN-m (OK memenuhi syarat)
-Tulangan Geser
Ag = 12876500 mm2
h = 2620 mm
d = h - d = 2620 mm ndash 100 mm = 2520 mm
= 4500 mm
Gaya geser u di tumpuan = 2011783 kN dan gaya aksial = 241249 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicf c
6) bwd
= (1 241249 kN
14 x 12876500 mm2 ) (
radic35
6) 4500 mm x 2520 mm
= 1118154 kN
c = 06 x 1118154 kN = 6708924 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa tahanan geser yang disumbangkan
oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang terjadi
sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (2011783 kN ndash 6708924 kN)06 = 1676113 kN
s = Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan
Av= s
fy x d
s
Av= 1676113 kN x 10
3
390 MPa x 2520 mm
125 mm
= 2131808 mm2
Digunakan D-16 sehingga n= Av
1
4 D2
= 2131808 mm2
1
4 16
2=106 11 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 8-D16 dan 2-D25 OK
41
Selisih jumlah tulangan D-16 antara hasil perhitungan dengan eksisting sebanyak
3 tulangan telah ditutupi dengan penggunaan 2 tulangan D-25 pada eksisting
sehingga tulangan tersebut dikatakan memenuhi syarat
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 1617885 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Untuk penampang segiempat masif modulus puntir Jt= 04x2y
Jt = 04 x 45002 mm x 2620 mm
= 21222 x 106 Nmm = 21222 kN-m
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 21222 x 106 Nmm (03 radic35 MPa)radic1
10 x 1034 MPa
35
= 6485 x 1011
N-mm = 648487513 kN-m
Tc= 06 x 648487513 kN-m = 389092507 kN-m
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa nilai Tc lebih besar dari Tu
sehingga beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan
torsi)
Pemeriksaan Kolom
Struktur kolom tidak hanya menerima beban aksial vertikal tetapi juga
momen lentur sehingga analisis kolom diperhitungkan untuk menyangga beban
aksial desak dengan eksentrisitas tertentu (Nasution 2009) Pada penelitian ini
analisis kolom dilakukan menggunakan program PCA Col untuk memeriksa
kapasitas tulangan eksisting terhadap beban yang bekerja pada struktur Beban
aksial dan momen yang diinputkan diperoleh dari program CSI Bridge Analisis
kolom dilakukan pada pier segmen 1 dan pier segmen 2 yang masing-masing
memiliki dimensi dan susunan tulangan yang berbeda
Gambar 30 Pemodelan Pier
Pier Segmen 1
Pier
Segmen 2
42
Pier Segmen 1
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1 dimana
aksial (P) maksimum 4181749 kN yang menghasilkan M33 sebesar 920863 kN-m
dan M22 sebesar 796380 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu M33 maksimum
sebesar 1862805 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar 218102 kN- m dan aksial
(P) sebesar 4326789 kN
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1
Dari data yang telah diinputkan diperoleh diagram interaksi seperti pada
Gambar 30 Terlihat baik pada kombinasi 1 dan 2 beban masih berada di area
tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan bahwa kombinasi pembebanan
mampu ditahan oleh pier sehingga pier dikatakan aman terhadap beban yang
bekerja
Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1
43
Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2
Pier Segmen 2
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1
dimana aksial (P) maksimum 629513 kN yang menghasilkan M33 sebesar
38634 kN-m dan M22 sebesar 74265 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu
M33 maksimum sebesar 248387 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar
73617 kN-m dan aksial (P) sebesar 721377 kN
Berdasarkan data yang inputkan diperoleh diagram interaksi pier untuk pier
segmen 2 sebagai berikut
Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
8
3 Beban Angin
Tabel 2 Faktor Beban Akibat Beban Angin
Keadaan Batas
Lokasi
sampai 5 km dari pantai
(mdetik)
gt 5 km dari pantai
(mdetik)
Daya Layan 30 25
Ultimit 35 30
Faktor beban tersebut tidak berlaku untuk jembatan besar atau penting
seperti yang ditentukan oleh instansi yang berwenang Jembatan-jembatan
demikian harus diselidiki secara khusus akibat pengaruh beban angin termasuk
respons dinamis jembatan Gaya nominal ultimit dan daya layan jembatan akibat
pengaruh angin TEW tergantung kecepatan angin rencana seperti berikut
TE = 00006 Cw w 2Ab [kN] (4)
Keterangan
w kecepatan angin rencana (ms) untuk keadaan batas yang ditinjau
koefisien seret
luas koefisien bagian samping jembatan (m2)
Tabel 3 Koefisien Seret
Tipe Jembatan
Bangunan atas massif
bd = 10
bd = 20
bd ge 60
Bangunan atas rangka
21
15
125
12 Keterangan
b lebar keseluruhan jembatan dihitung dari sisi luar sandaran
d tinggi bangunan atas termasuk tinggi bagian sandaran yang masif
Harga antara dari bd bias diinterpolasi linier
Apabila bangunan atas mempunyai superelevasi harus dinaikkan sebesar 3
untuk setiap superelevasinya dengan kenaikan maksimum 25
4 Beban Gempa
Standar perencanaan ketahanan gempa untuk jembatan diatur dalam SNI
28332008 Standar tersebut membahas analisis dinamis dan digunakan untuk
merencanakan struktur jembatan tahan gempa sehingga kerusakan terjadi
setempat dan mudah diperbaiki struktur tidak runtuh dan dapat dimanfaatkan
kembali Analisis dinamis diperlukan sebagai verifikasi bila kinerja struktur
terhadap gempa tidak diwakili sepenuhnya oleh prosedur perhitungan statis dan
semi dinamis Cara spektral moda tunggal dan majemuk dengan atau tanpa
pengaruh interaksi tanah merupakan perhitungan semi-dinamis Analisis dinamis
dengan cara riwayat waktu sering menggunakan rekaman akselerasi gempa dari
luar sehingga perlu disesuaikan dengan akselerasi puncak (Peak Ground
Acceleration) untuk wilayah gempa yang ditinjau Pilihan prosedur analisis gempa
9
tergantung pada tipe jembatan besarnya koefisien akselerasi gempa dan tingkat
kecermatan
Perencanaan suatu struktur tahan gempa perlu mempertimbangkan faktor
percepatan puncak (PGA) respon spektra percepatan di batuan dasar untuk
perioda pendek 02 detik (Ss) dan untuk perioda 10 detik (S1) Ketiga nilai
tersebut dapat diperoleh menggunakan peta Hazard gempa Indonesia 2010
Penentuan kelas situs tanah (klasifikasi site) merupakan tahapan awal dalam
perencanaan beban gempa dengan terlebih dahulu mencari nilai N
N = Σi=1 tim
Σi=1
tiNi
frasl
m (5)
Kelas situs tanah dapat ditentukan berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia
2010 menggunakan tabel berikut
Tabel 4 Penentuan Kelas Situs Tanah
Kelas Situs (mdetik) Su(kPa)
SA (Batuan Keras) gt 1500 NA NA
SB (Batuan) 750-1500 NA NA
SC (Tanah Keras) 350-750 gt 50 gt 100
SD (Tanah Sedang) 175-350 15-50 50-100
SE (Tanah Lunak) lt 175 lt 15 lt 50
Setiap profil tanah yang mengandung lebih dari 3m tanah dengan karakteristik
sebagai berikut
1 Indeks plastisitas PI gt 20
2 Kadar air w ge 40 dan
3 Kadar geser niralir Su lt 25 kPa
SF (Tanah Khusus) Setiap profil lapisan tanah yang memiliki salah satu atau
lebih dari karakteristik berikut
1 Rawan dan berpotensi gagal atau runtuh akibat beban gempa seperti mudah
likuifaksi lempung sangat sensitif tanah tersegmentasi rendah
2 Lempung sangat organik atau gambut (ketebalan H gt 3 m)
3 Lempung berplastisitas sangat tinggi (ketebalan H gt 75 m dengan PI gt 75)
4 Lapisan lempung lunakmedium kaku (ketebalan H gt 35 m dengan Su lt 50 kPa
Keterangan NA = tidak dapat dipakai
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
Selanjutnya akselerasi respons spektra puncak dapat dihitung dengan
persamaan
SMS = Fa Ss (6)
SM1 = Fv S1 (7)
Keterangan
SMS = akselerasi respons spektra puncak pada periode pendek
SM1 = akselerasi respons spektra puncak pada periode 1 detik
Ss = nilai spektra percepatan untuk periode pendek 02 detik di batuan dasar
S1 = nilai spektra percepatan untuk periode 10 detik di batuan dasar
Fa = koefisien periode pendek
Fv = koefisien periode 1 detik
Nilai koefisien dan dapat ditentukan menggunakan Tabel 4 dan 5 Nilai
Ss dan S1 diperoleh dari Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
10
Tabel 5 Nilai Koefisien Fa
Ss
Klasifikasi
Site SS le 025 SS = 05 SS = 075 SS = 10 SS ge 125
SA 08 08 08 08 08
SB 10 10 10 10 10
SC 12 12 11 10 10
SD 16 14 12 11 10
SE 25 17 12 09 09
SF SS
Tabel 6 Nilai Koefisien Fv
S1
Klasifikasi
Site S1 le 01 S1 = 02 S1 = 03 S1 = 04 S1 ge 05
SA 08 08 08 08 08
SB 10 10 10 10 10
SC 17 16 15 14 13
SD 24 20 18 16 15
SE 35 32 28 24 24
SF SS
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
Desain parameter akselerasi spektra dihitung menggunakan persamaan
SDS =
SMS (8)
SD1 =
SM1 (9)
Faktor
diperoleh dari hasil konversi dari gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
Pembuatan respon spektrum menggunakan persamaan berikut
Sa = SDS 04 06 T
To) untuk (10)
Sa = SDS untuk (11)
Sa = SD1
T untuk (12)
Sa = SD1TL
T2 untuk (13)
Nilai dan dihitung menggunakan persamaan
T0 = 02 SD1
SDS (14)
TS = SD1
SDS (15)
dimana TL = waktu transisi periode panjang
Sa = akselerasi spektra
SDS = desain parameter akselerasi respon spektra periode pendek
SD1 = desain parameter akselerasi respon spektra periode 1 detik
SMS = akselerasi respon spektra puncak periode pendek
SM1 = akselerasi respon spektra puncak periode 1 detik
Berdasarkan nilai Sa dan T dapat dibuat grafik respon spektrum seperti berikut
11
Gambar 4 Desain Respon Spektrum
Sumber ASCE 07-2010
Gambar 5 Peta Respon Spektra Percepatan 02 Detik (SS) di Batuan Dasar (SB)
untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun
Gambar 6 Peta Respon Spektra Percepatan 10 Detik (S1) di Batuan Dasar (SB)
untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
12
Desain dan Perhitungan Balok
Rumus-rumus yang digunakan pada analisis struktur balok mengacu pada RSNI
T-02-2005 dan RSNI T-12-2004
1 Tulangan lentur balok
Tegangan analitis batas baja prategang fps (untuk perhitungan kekuatan
batas nominal penampang beton prategang) harus diambil tidak melebihi fpy
Jika tidak tersedia perhitungan yang lebih tepat dan tegangan efektif pada
tendon fpe tidak kurang dari 05 fpu tegangan analitis batas baja prategang fps
dalam tendon yang terlekat penuh dapat diambil sebesar
fps= fpu (1- p
β1[ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) (16)
Jika pengaruh tulangan tekan diperhitungkan pada saat menghitung fps dengan
persamaan (16) maka nilai [ρp
fpu
fc
d
dp ω - ω ] harus diambil tidak kurang dari
017 dan nilai drsquo tidak lebih dari 015
Keterangan
p = faktor yang memperhitungkan jenis tendon prategang dengan nilai
055 untuk fpy
fpu ge 080
040 untuk fpy
fpu ge 085
028 untuk fpy
fpu ge 090
β1 = faktor tinggi blok tegangan tekan persegi ekuivalen beban dimana
β1 = 085 untuk fc le 30 MPa
β1 = 085 ndash 0008 (fc - 30) untuk fc ge 30 MPa (17)
Perencanaan momen lentur harus didasarkan pada
Mu le Mn (18)
Nilai Mn dihitung dengan persamaan
Mn = 08 Apsfps (d -a
2 ) As fy (d -
a
2 )+ (19)
Jarak antar tulangan dihitung menggunakan persamaan
Apsfps As fy = 085 fc ab (20)
2 Tulangan Geser Balok
Perencanaan tulangan geser harus didasarkan pada
u le n (21)
Dimana nilai adalah kuat geser nominal yang dihitung menggunakan
persamaan
n= c s (22)
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton pada struktur yang dibebani geser
dan lentur saja dapat dihitung menggunakan persamaan sebagai berikut
13
c= (radicf c
6) bwd (23)
Kuat geser yang disumbangkan oleh tulangan geser untuk tulangan geser yang
tegak lurus terhadap sumbu aksial komponen struktur dapat dihitung
menggunakan persamaan
s= Av fy d
s (24)
Kekuatan lentur dari balok beton bertulang sebagai komponen struktur jembatan
harus direncanakan dengan menggunakan cara ultimit atau cara Perencanaan
berdasarkan Beban dan Kekuatan Terfaktor (PBKT)
3 Kekuatan Puntir Balok
Kekuatan puntir balok harus didasarkan pada
Tu le Tn (25)
Dimana puntir nominal Tn bisa dihitung sebagai penjumlahan dari puntir nominal
yang disumbangkan oleh beton Tc dan puntir nominal yang disumbangkan oleh
tulangan Ts dengan rumus
Tn= Tc Ts (26)
Dimana
Tc= Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
(27)
Ts= fy (Asw
s) 2 Act cot t (28)
Persamaan tersebut digunakan dalam menghitung nilai kekuatan puntir nominal
tulangan dengan nilai t = 45o untuk beton non prategang dan t=375
o untuk
beton prategang
Untuk sengkang tertutup dapat dihitung Asw
sle 02
y1
fyf (29)
Tn=2AoAtfyv
scot (30)
Dengan dapat diambil sebesar 085
Gambar 7 Areal Aoh
14
Tulangan longitudinal tambahan yang diperlukan untuk menahan puntir dapat
dihitung menggunakan persamaan
Al= (At
s) ρ
h
fyv
fyt cot2 (31)
Desain dan Perhitungan Kolom
Pengaruh kelangsingan kolom dapat diabaikan untuk komponen struktur tekan tak
bergoyang apabila dipenuhi klu
r le 34- (12
M1
M2) (32)
Untuk komponen struktur tekan bergoyang pengaruh kelangsingan dapat
diabaikan apabila klu
r le 22 (33)
Beberapa persyaratan tulangan memanjang untuk kolom antara lain memiliki
luas tidak kurang dari 001 Ag dan tidak melebihi 008 Ag kecuali jika jumlah dan
penempatan tulangan mempersulit penempatan dan pemadatan beton pada
sambungan dan persilangan dari bagian-bagian komponen maka batas maksimal
rasio tulangan perlu dikurangi
Rasio tulangan spiral ρs tidak boleh kurang dari
ρs= 045 (
Ag
Ac-1)
f c
fy (34)
Software CSI Bridge
Computers and Structures Inc (CSI) Bridge merupakan salah satu software
yang dikembangkan oleh pihak CSI yang merupakan pelopor dalam
pengembangan software untuk analisis struktur dan gempa Tahap pemodelan
analisis dan desain dari struktur sebuah jembatan telah diintegrasikan dalam
software CSI Bridge untuk menciptakan perangkat komputer engineering yang
mendasar Dengan menggunakan CSI Bridge dapat didesain jembatan beton
maupan baja dengan cepat dan mudah Fitur parametric modeller memungkinkan
pengguna untuk membuat model jembatan sederhana hingga kompleks dan
membuat perubahan secara efisien dalam melakukan kontrol pada desain
(httpwwwcsiamericacomcsibridge)
Software PCA Col
PCAColumn (PCA Col) merupakan software yang dirancang untuk
mendesain dan memeriksa kapasitas penampang beton bertulang terhadap gaya
aksial dan momen lentur Bentuk penampang benton dapat berupa persegi empat
lingkaran hingga tidak beraturan dengan berbagai macam susunan dan pola
tulangan Selain itu efek kelangsingan kolom juga dapat diperhitungkan Dari
program tersebut dapat diperoleh diagram interaksi gaya aksial (P) dan momen
lentur (M) baik dalam sumbu uniaksial maupun biaksial dimana Mx dan My juga
dapat diplot terhadap sumbu biaksial dari kolom dan dinding geser yang tidak
beraturan (httppcacolumnsoftwareinformercom)
15
METODOLOGI
Waktu dan Tempat
Penelitian dilakukan pada bulan Februari ndash Juni 2013 yang diawali dengan
pengumpulan data Data penelitian diperoleh dari Satuan Kerja Pelaksanaan Jalan
Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A Struktur yang ditinjau adalah fly over
P106-P107 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425)
Gambar 8 Denah Lokasi Proyek yang Ditinjau
Proyek pembangunan jalan bebas hambatan Tanjung Priok merupakan
program strategis pemerintah dalam rangka meningkatkan kapasitas jaringan
transportasi kota Jakarta khususnya Jakarta Utara Proyek ini menjadi salah satu
upaya pengembangan Kawasan Strategis Nasional Tanjung Priok sebagai pusat
kegiatan ekspor-impor yang saat ini telah menempati peringkat ke-24 dunia untuk
arus peti kemas Jalan bebas hambatan yang dibangun berfungsi sebagai jalan
pintas untuk meningkatkan akses terhadap pelabuhan dan dalam jangka panjang
juga berfungsi sebagai penghubung ruas tol Jakarta Outer Ring Road (JORR)
dengan Jakarta Inter Urban Toll (JIUT)
Alat dan Bahan
Alat yang digunakan dalam penelitian ini adalah sebagai berikut
1 Komputer Intel CoreTM
Duo Processor T6600
2 Program CSI Bridge Versi 15 dan PCA Col
3 Program Microsoft Office Excel 2010
4 Program Autocad 2010
Bahan penelitian merupakan data sekunder berupa shop drawing Proyek Jalan
Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A yaitu data struktur P106-P107
16
Penggunaan shop drawing dikarenakan belum tersedianya data as built drawing
Data-data yang diperoleh meliputi
1 Denah dan gambar detail struktur fly over P106-P107 yang meliputi layout
fly over dimensi struktur jembatan serta gambar detail tendon dan tulangan
Struktur yang ditinjau memiliki kriteria desain sebagai berikut
a) Slab
Kuat tekan beton ( ) = 30 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic30 MPa = 2574296 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
b) PCU Girder
Kuat tekan beton ( ) = 40 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic40 MPa = 2972541 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Kuat tarik putus ( = 1860 MPa
Kuat leleh baja prategang ( ) = 1670 MPa
c) Pier Head
Kuat tekan beton ( ) = 35 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic40 MPa = 2780557 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Kuat tarik putus ( = 1860 MPa
Kuat leleh baja prategang ( ) = 1670 MPa
d) Pier
Tipe = Y Pier
Kuat tekan beton ( ) = 30 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic30 MPa = 2574296 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Tinggi pier ( ) = 22 m
Lebar pier ( = 35 m
Tebal pier ( ) = 45 m
e) Data soil investigation Bore Log (Lampiran 2)
2 Standar dan peraturan perencanaan sebagai berikut
RSNI T-02-2005 ldquoPembebanan untuk Jembatanrdquo
SNI 2833 2008 ldquoStandar Perencanaan Ketahanan Gempa untuk Jembatanrdquo
RSNI T-12-2004 ldquoPerencanaan Struktur Beton untuk Jembatanrdquo
SNI 03-3847-2002 ldquoTata Cara Perhitungan Struktur Beton untuk Bangunan
Gedungrdquo
17
Tahapan Penelitian
Tahapan penelitian tersaji dalam diagram alir sebagai berikut
Keterangan
1 Data sekunder merupakan shop drawing kontraktor PT Obayashi-Jaya
Konstruksi JO yang digunakan dalam penelitian ini sebagai acuan dalam
pemodelan jembatan
2 Peraturan dan standar perencanaan terkait dengan penelitian ini adalah Standar
Nasional Indonesia Peraturan pembebanan jembatan terdapat dalam RSNI T-
02-2005 Perencanaan ketahanan gempa untuk jembatan terdapat dalam SNI
2833 2008 Perencanaan struktur beton untuk jembatan terdapat dalam RSNI
T-12-2004
Mulai
Pengumpulan Data Penelitian dan Bahan Rujukan
Program CSI Bridge
Pemodelan
Struktur
Input
Pembebanan
Input
Spektrum Gempa
Gaya Dalam
Desain
Ulang
Tulangan
Selesai
Aman
Mu le Mn
u le n
Tu le Tn
Tidak
Ya
Gambar 9 Diagram Alir Penelitian
18
3 Program CSI Bridge digunakan untuk mempermudah dalam menganalisis
gaya dalam (internal force) yang bekerja akibat pembebanan Setelah
dilakukan pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum dapat
diperoleh nilai gaya dalam ultimit Analisis gaya dalam dilakukan dengan
membandingkan gaya dalam ultimit yang terjadi akibat pembebanan dengan
kapasitas nominal struktur fly over yang ditinjau
Pemodelan Struktur
a) Layout fly over
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri
dari 2 ruas jembatan kiri dan kanan dimana panjang 1 bentang (span)
sebesar 3575 m dengan jumlah bentang yang dianalisis sebanyak 3 span
Pendefinisian layout fly over pada program CSI Bridge dapat
menggunakan bridge wizard di menu Home
Gambar 10 Layout Line Struktur Fly Over
b) Material konstruksi dan penampang
Beton dengan = 30 MPa untuk slab dan pier
Beton dengan = 35 MPa untuk pier head
Beton dengan = 40 MPa untuk PCU Girder
Baja tulangan U39 dengan = 390 MPa
Baja tendon dengan fpy=1670 MPa dan fpu= 1860 MPa
19
Input material dilakukan pada menu Home-Bridge Wizard-Materials seperti pada
Gambar 12 berikut Sedangkan pemodelan penampang dilakukan pada menu
Components-Properties-Frame Properties-New-Frame Section Property Type
concrete-Precast U
Gambar 11 Input Material dan Penampang PCU Girder
Pendefinisian jumlah girder jarak antar girder dan tebal slab dilakukan pada
menu Components-Superstructure Deck Sections-New-Precast U Girder
Gambar 12 Penampang Superstruktur Jembatan
20
c) Jenis perletakan adalah tipe sendi-rol yang didefinisikan pada menu Home-
Bridge Wizards-Bearings
Gambar 13 Jenis Perletakan
d) Input pembebanan
Kombinasi pembebanan mengacu pada RSNI T-02-2005 Input
kombinasi pembebanan dilakukan pada menu DesignRating ndash Load
Combination ndash Add New Load Combination ndash Masukkan Load Case Name ndash
Load Case Type ndash Scale Factor ndash OK Contoh kombinasi pembebanan yang
telah diinputkan pada CSI Bridge terlihat pada gambar berikut
Gambar 14 Input Kombinasi Pembebanan
e) Input Respon Spektrum
Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 dibuat respon spektrum untuk
analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
21
CSI Bridge Respon spektrum diinputkan pada menu Loads ndash Functions ndash Respon
Spectrum ndash Add New Function ndash Pilih User ndash Masukkan Damping Ratio 005 ndash
Masukkan nilai Period dan Acceleration (Diperoleh dari hasil perhitungan
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010) ndash OK Pembuatan respon spektrum
gempa secara lebih rinci dijelaskan pada bab pembahasan
Gambar 15 Input Respon Spektrum Wilayah Jakarta
f) Hasil Gaya Dalam
Setelah pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum
struktur dapat dianalisis pada menu Analysis ndash Run Analysis ndash Pilih Load Case
yang ingin dianalisis ndash Run Analysis Hasil gaya dalam dapat ditampilkan pada
menu Home ndash Display ndash Show Bridge Superstructure Forces
Gambar 16 Contoh Momen Akibat Kombinasi Pembebanan
22
HASIL DAN PEMBAHASAN
Model Struktur Jembatan
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri dari 2
ruas jembatan kiri dan kanan dengan panjang total 10725 m Struktur terdiri dari
3 span dimana panjang satu span 3575 m Superstruktur jembatan ruas kiri terdiri
dari 4 girder dan ruas kanan terdiri dari 5 girder dengan tipe PCU dan memiliki
superelevasi sebesar 2 Struktur fly over tersebut ditopang oleh dua kolom cast
in site tipe Y-Pier dengan tinggi 22 m
Gambar 17 Pemodelan Struktur Fly Over
Gambar 19 Tampak Samping Struktur Fly Over
145 m 18 m
L total = 10725 m
Gambar 18 Tampak Depan Struktur Fly Over
23
Input Pembebanan
Pembebanan yang diinputkan pada program CSI Bridge mengacu pada
RSNI T-02-2005 (Tabel 40) mengenai Peraturan Pembebanan untuk Jembatan
dengan ragam kombinasi pada kondisi ultimit (Ultimate Limit States) sebagai
berikut
Tabel 7 Kombinasi Pembebanan
Nama
Kombinasi
Aksi
Permanen Aksi Transien Aksi Khusus
MS MA PS TD TT TB ET EW TTC
EQ-
X
EQ-
Y
ULS-1A 13 2 1 198 198 132
ULS-1B 13 2 1 198 198 132
ULS-1C 13 2 1 198 198 132
ULS-1D 13 2 1 198 198 132
ULS-4A 13 2 1 132 132
ULS-5A 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5B 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5C 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5D 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5E 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5F 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5G 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5H 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5I 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5J 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5K 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5L 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-5M 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5N 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5O 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5P 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-6A 13 2 1 198 198 1
ULS-6B 13 2 1 198 198 1
Keterangan
MS = Berat Sendiri
MA = Beban Mati Tambahan
PS = Pengaruh Prategang
TD = Beban Lajur ldquoDrdquo
TT = Beban Truk ldquoTrdquo
TB = Gaya Rem
ET = Beban Temperatur
EW = Beban Angin
TTC = Beban Tumbukan
EQ-X = Beban gempa dalam arah X
EQ-Y = Beban gempa dalam arah Y
24
Besarnya nilai beban-beban yang terjadi dapat dijabarkan dalam contoh
perhitungan sebagai berikut
1 Berat sendiri
PCU-Girder dan Slab
wc girder = 25 kNm3
wc slab = wc pier = 24 kNm3
Luas (A) girder = A satu girder x jumlah girder = 11915 m2 x 9 = 107235 m
2
A slab = tebal slab x lebar total jembatan = 025 m x (18 m+145 m) = 8125 m2
Berat girder = A girder x panjang total jembatan x wc girder
= 107235 m2 x 10725 m x 25 kNm
3
= 2875238 kN
Berat slab = A slab x panjang total jembatan x wc slab
= 10723 m2 x 10725 m x 24 kNm
3
= 2091375 kN
Pier
A pier segmen 1 = 2 m x 45 m = 9 m2
A pier segmen 2 = 20565 m2
Panjang pier segmen 1 = 7088 m
Panjang pier segmen 2 = 17147 m
Berat pier segmen 1 = A pier x panjang pier x wc pier
= 9 m2 x 7088 m x 24 kNm
3 = 153103 kN
Berat pier segmen 2 = A pier x panjang pier x wc pier
= 20565 m2 x 17147 m x 24 kNm
3
= 8463073 kN
Berat pier = 153103 kN + 8463073 kN = 9994103 kN
Total berat sendiri = Berat girder + slab + pier
= 2875238 kN + 2091375 kN + 9994103 kN
= 5966023 kN
2 Beban Mati Tambahan
Aspal
wc aspal = 22 kNm3
Tebal aspal = 75 cm
Perhitungan beban mati tambahan dengan menggunakan persamaan (1)
dapat dijabarkan sebagai berikut
Berat aspal = wcLA
= 22 kNm3 x 10725 m x (325 m x 0075 m)
= 5751281 kN
Parapet
wc parapet = 24 kNm3
A parapet = 0526 m2
Berat parapet = wcLA
= 24 kNm3 x 10725 m x 0526 m
2
= 1353924 kN
Total beban mati tambahan = berat aspal + parapet
= 5751281 kN + 1353924 kN
= 7105205 kN
25
3 Beban Lajur D
Beban Terbagi Rata (BTR)
Terdiri dari 7 kombinasi arah longitudinal dengan jumlah lajur
jembatan ruas kiri = 4 lajur dan jembatan ruas kanan = 5 lajur
Total kombinasi arah longitudinal
Jembatan Kiri = 7 x 4 = 28 kombinasi
Jembatan Kanan = 7 x 5 = 35 kombinasi
Terdiri dari 3 kombinasi dalam arah transversal dengan jarak dan
intensitas beban sebagai berikut
Jembatan Kiri
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 28 x 3
= 84 kombinasi
Jembatan Kanan
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 35 x 3
= 105 kombinasi
Nilai q dihitung menggunakan persamaan (3) untuk panjang 1 bentang gt 30 m
dimana panjang 1 span fly over = 3575 m
Contoh perhitungan nilai q sebagai berikut
q = 90 (05 15
3575 ) = 828 kPa
Gambar 20 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kiri
Gambar 21 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kanan
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
100 50
Keterangan
Keterangan
100 50
11 m 2 m 1 m 11 m 1 m 2 m 11 m
1375 m 275 m 1375 m 1375 m 1375 m 275 m 1375 m
26
Tabel 8 Kombinasi Beban ldquoDrdquo Arah Longitudinal Jembatan
Nama Span yang Dibebani Total Panjang
q (kNm2)
Kombinasi Span
1
Span
2
Span
3 Dibebani (m)
1 3575 828
2 3575 828
3 3575 828
4 715 639
5 715 639
6
7
715
10725
639
576
BTR diinputkan dalam bentuk beban garis sehingga nilai q (kNm2) dikalikan
lebar lajur yang dibebani (m)
Beban Garis Terpusat (BGT)
BGT diinputkan dalam bentuk beban titik pada program CSI Bridge sehingga nilai
intensitas p dikalikan dengan lebar lajur yang dibebani (m)
Beban garis = intensitas p x lebar lajur
= 49 kNm x 35 m
= 1715 kN
Dalam input BGT pada program digunakan faktor beban dinamis
senilai 14
4 Beban Truk ldquoTrdquo
Kendaraan truk yang digunakan adalah truk dengan berat 50 ton
Gambar 22 Input Beban Truk ldquoTrdquo
5 Gaya Rem
Gaya rem diinputkan sebagai beban titik dengan nilai sebagai berikut
Jembatan Kiri
Gaya rem per pier = nilai q terbesar x lebar lajur x panjang 1 span
jembatan x 5
27
= 9 kN
m2 x 145 m x 3575 m x 5
2 = 11663 kN
Jembatan Kanan
Gaya rem per pier = 9 kN
m2 x 18 m x 3575 m x 5
2 = 14479 kN
6 Pengaruh Temperatur
Gambar 23 Input Pengaruh Temperatur
7 Beban Angin
Diketahui
Cw = 125 (Tabel 3)
Vw = 35 ms (Tabel 2)
Ab = 198413 m2
Dengan menggunakan persamaan (4)
TE = 00006 Cw w 2Ab
= 00006 x 125 x 352 x 198413
= 18229 kN
TEW per pier = 18229 kN
4= 45573 kN
8 Tumbukan
100 kN
1
00
F
x
10o
Gambar 24 Proyeksi Tumbukan pada Pier Terhadap Sumbu X dan Sumbu Y
Fx
Fy
28
Tumbukan pada pier diinputkan sebagai beban titik dengan perhitungan sebagai
berikut
Fx = 100 kN x sin 100
= 17365 kN
Fy = 100 kN x cos 100
= 98481 kN
9 Beban Gempa
Pada penelitian ini analisis gempa dinamis dilakukan menggunakan grafik
respon spektrum Dalam pembuatan respon spektrum terlebih dahulu dilakukan
klasifikasi site (jenis tanah) lokasi yang ditinjau berdasarkan hasil penyelidikan
tanah (bore log) Dari data bore log dapat dihitung nilai rata-rata hasil uji
penetrasi standar (SPT) menggunakan persamaan (5) dengan hasil yang tertera
pada tabel berikut ini
Tabel 9 Perhitungan Nilai
Lapisan Kedalaman NSPT Tebal
(TebalSPT)
0 000 0 000 0000
1 330 2 330 1650
2 524 2 194 0971
3 723 2 198 0992
4 924 2 202 1009
5 1130 2 206 1028
6 1323 2 193 0963
7 1530 5 207 0415
8 1730 6 200 0333
9 1930 4 200 0500
10 2130 9 200 0222
11 2330 19 200 0105
12 2507 50 177 0035
13 2626 50 118 0024
14 2725 50 099 0020
15 2822 50 097 0019
16 2921 50 099 0020
17 3006 50 086 0017
3006 8324 3612
Diperoleh = 3612 dimana Σ Tebal Σ SPTfrasl yang menunjukkan bahwa jenis
tanah wilayah Tanjung Priok termasuk kelas situs E yaitu jenis tanah lunak
(Tabel 4) Selanjutnya dihitung nilai akselerasi respons spektra puncak untuk
periode pendek dan periode 1 detik dan desain akselerasi respon spektra
29
Gambar 25 (a) Peta Percepatan Puncak (PGA) wilayah Jakarta
(b) Peta Respon Spektra 02 detik (Ss) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
(c) Peta Respon Spektra 1 detik (S1) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
PGA (Peak Ground Acceleration) merupakan percepatan maksimum yang
menunjukkan intensitas daripada pergerakan lapisan tanah Berdasarkan Gambar 8
dapat diketahui bahwa wilayah yang ditinjau (Tanjung Priok Jakarta Utara)
memiliki nilai PGA 03 ndash 04 g Pendekatan angka menggunakan skala batas atas
dari nilai yang diketahui sehingga diambil nilai 04 g Wilayah Jakarta terdapat
pada zona dengan nilai respon spektra 02 detik probabilitas terlampaui 2 dalam
50 tahun (Ss) = 07 g dan nilai respon spektra 1 detik probabilitas terlampaui 2
dalam 50 tahun (S1 ) = 03 g Kemudian dengan interpolasi nilai Ss dan S1
menggunakan Tabel 5 amp 6 untuk tanah kelas E diperoleh nilai Fa dan Fv berturut-
turut sebesar 13 dan 28
Akselerasi respons spektra puncak periode pendek (SMS) dapat dihitung
dengan persamaan (6) sehingga SMS = 13 x 07 = 091 Akselerasi respons
spektra puncak periode 1 detik (SM1) dapat dihitung dengan persamaan (7)
sehingga SM1 = 28 x 03 = 084 Selanjutnya desain parameter akselerasi respon
spektra periode pendek dapat dihitung dengan persamaan (8) sehingga SDS =
091 = 07963 dan nilai desain parameter respon spektra periode 1 detik dapat
dihitung dengan persamaan (9) sehingga SD1 =
084 = 07350 Faktor
diperoleh dari konversi penggunaan peta gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
karena struktur yang ditinjau merupakan jembatan khusus dengan umur rencana
100 tahun Nilai Sa dihitung menggunakan persamaan 10-13 yang hasilnya
disajikan pada Tabel 10 Nilai T dan Sa diplot membentuk grafik respon spektrum
untuk analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
CSI Bridge
30
Tabel 10 Akselerasi Spektrum Gempa Wilayah Jakarta
T (det) Sa T (det) Sa
00000 03185 2 03675
01846 07963 21 03500
09231 07963 22 03341
1 07350 23 03196
11 06682 24 03063
12 06125 25 02940
13 05654 26 02827
14 05250 27 02722
15 04900 28 02625
16 04594 29 02534
17 04324 3 02450
18 04083 31 02371
19 03868 32 02297
Gambar 26 Grafik Respon Spektrum Wilayah
Jakarta Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010
Hasil Gaya Dalam (Internal Force)
a) Berat Sendiri
Kontrol perhitungan manual
Diketahui
Ag satu girder = 11915 m2
frsquoc girder = 40 MPa
wc girder = 25 kNm3
Tebal slab = 25 cm
frsquoc slab = 30 MPa
wc slab = 24 kNm3
Perhitungan
q slab = tebal slab x spasi antar girder x wc slab
= 025 m x 3567 m x 24 kNm3
= 21402 kNm
q girder = Ag girder x wc girder
= 11915 m2 x 25 kNm
3
= 29788 kNm
M girder = 1
8 q L2
= 1
8 29788 kN mfrasl 35
2 m
= 456129 kN-m
M slab = 1
8 q L2
= 1
8 21402 kN mfrasl 35
2 m
= 327718 kN-m
M girder + M slab = 456129 + 327718 = 783847 kN-m
31
Perhitungan momen secara manual dibandingkan dengan hasil yang ditampilkan
pada program CSI Bridge
Gambar 27 Hasil Momen Akibat Berat Sendiri pada Jembatan
Jembatan kiri terdapat 4 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 4 = 3135388 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min+M max = 28019386 kN-m + 7949228 kN-m
= 28814308 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
Jembatan kanan terdapat 5 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 5 = 3919235 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min + M max = 3494893 kN-m + 9915171 kN-m
= 35940447 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
b) Ultimate Limit States (ULS)
Kombinasi pembebanan yang menghasilkan gaya dalam maksimum
sepanjang jembatan adalah kombinasi ULS-5I (Tabel 7)
Gambar 28 Hasil Gaya Dalam Akibat Kombinasi Pembebanan ULS 5-I
32
c) Kontrol Lendutan
Lendutan maksimum yang diizinkan adalah L
800 =
35750 mm
800 = 4469 mm
sedangkan lendutan yang terjadi pada fly over dari program CSI Bridge
adalah 213 mm sehingga struktur dikatakan aman
Perhitungan Tendon
Dalam perhitungan tendon dan tulangan digunakan momen maksimal yang
terjadi pada penampang yang ditinjau
Tendon pada girder
Data Tendon
D tendon = 05 inchi = 127 mm = 00127 m
Ast = 987 mm2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Girder
Ag (Ax) = 11915 m2
Iz = 04204 m4
yt = 097 m
yb = 088 m
eb = 058 m
-Menghitung gaya prategang P
M berat sendiri = 801826 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 188156 kN-m
M beban hidup = 510983 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 1500965 kN-m
P2=
MybIz
-σb
1
Ax
ebybIz
P2=
150096 x 088
04204 3000
1
11915
058 x 088
04204 = 1384018 kN
Gambar 29 Deformasi yang Terjadi pada Struktur Akibat Beban Hidup
33
P1= Ast x x f u
= 00000987 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl = 110149 kN
Jumlah tendon yang diperlukan= P2
P1= 1384018 kN
110149 kN=125 tendon
Jumlah tendon eksisting = 110 tendon
Jumlah tendon hasil perhitungan yang melebihi tendon eksisting dapat disebabkan
karena perbedaan penggunaan jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo Perhitungan yang
dilakukan menggunakan semua kemungkinan kombinasi baik dalam arah
longitudinal maupun transversal jembatan (sub bab input pembebanan) Selain itu
dapat juga dikarenakan perbedaan dalam pemodelan panjang girder yang
menyebabkan terjadinya kelebihan momen
Tendon pada pier head
Data Tendon
D tendon = 06 inchi = 1524 mm = 0015 m
Ast = 1387 mm2 = 00001387 m
2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Pier Head
Ag (Ax) = 128765 m2
Iz = 6967 m4
yt = 139 m
yb = 123 m
et pada momen maksimal = 04396 m
et pada penampang kritis = 0702 m
-Menghitung P menggunakan Momen Pada Penampang Kritis (Mcr)
M berat sendiri = 41612388 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 7073499kN-m
M beban hidup = 14947156 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 63633043 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
63633043 x 139
3000
1
12875
0702 x 139
6967 = 40860556 kN
P1= Ast x x f u
= 00001387 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl =154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=
40860556 kN
154789 kN= 264 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
34
Berdasarkan jumlah tendon eksisting yang melebihi tendon yang diperlukan
dapat diasumsikan bahwa pier head tersebut tidak didesain menggunakan momen
pada penampang kritis (Mcr) Pada saat dibebani retak terjadi pada perubahan
geometri atau pada penampang kritis sehingga pada umumnya desain cukup
menggunakan Mcr yang nilainya lebih kecil daripada momen maksimal
-Menghitung P menggunakan Momen Maksimal (Mmax)
M berat sendiri = 57265256 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 8941951kN-m
M beban hidup = 20374506 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 86581713 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
865817123 x 139
6967 3000
1
12875
x 139
6967 = 86320521 kN
P1= 154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=86320521 kN
154789 kN= 558 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
Dengan menggunakan momen maksimum yang terjadi pada pier head hasil
perhitungan jumlah tendon yang diperlukan mendekati jumlah tendon eksisting
sehingga dapat diasumsikan struktur tersebut didesain menggunakan momen
maksimum Penggunaan momen maksimum yang terjadi menyebabkan
penambahan jumlah tendon dalam desain
Jumlah tendon eksisting Jumlah tendon yang diperlukan OK
Perhitungan Tulangan
Slab
-Tulangan Lentur Positif
Momen di lapangan Mu pada slab = 10333 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d = ndash drsquo= 250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
10333
08=12916 kN-m
Faktor tahanan momen = Mnx10
6
bd2 =
12916 x106
1000 x 2102= 2929
35
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2929
085 x 30 = 00079
ρmin
= 25 x 14
fy= 25 x
14
390= 0000897
Digunakan = 00079 sehingga
As= ρ b d = 00079 x 1000 mm x 210 mm = 167983 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 167983 mm2
= 1687 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
-Tulangan Lentur Negatif
Momen di tumpuan Mu pada slab = 9504 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d ndash drsquo=250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
9504
08=1188 kN-m
Faktor tahanan momen Rn=Mnx10
6
bd2 =
1188 x106
1000 x 2102= 2694
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2694
085 x 30 = 00073
ρmin
= 25 x 14
fy=25 x
14
390= 0000897
Digunakan ρ = 00073 sehingga
As= ρ b d = 00073 x 1000 mm x 210 mm =153652 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
36
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 153652 mm2
= 18443 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
- Tulangan Geser
Gaya geser Vu pada slab = 35306 kN
Kuat geser nominal yang disumbangkan oleh slab
c=
(
radicf
rsquoc
6
)
bwd =(radic30
6) 1000 x 210 = 19170289 kN
Vc = 06 x = 11502174 kN
u c tidak dibutuhkan tulangan geser
Girder
-Tulangan Lentur
Mu = 24895989 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 13 mm dengan jumlah 8 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 8 =
1
4 314 13
2 x 8 = 106132 mm2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan
(16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fcrsquo
d
dp ω- ωrsquo ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
10857 mm2
fps = 1860 (1 04
077 [00091
1860
40 2050
1800 (00414 00335 ])
= 18599 MPa
Menghitung lebar efektif Be
Diketahui tebal slab ho = 25 cm
Lebar efektif diambil nilai terkecil dari L
4 =
3575 m
4= 894 m
Jarak antar girder s = 3567 m
12 = 12 x 025 = 3 m Diambil Be = 3 m
Eslab = 2574296 MPa
Egirder = 2972541 MPa
n = Eslab
Egirder
= 2574296 MPa
2972541 MPa= 087
Sehingga Be = n x 3 m = 087 x 3 m = 261 m = 2610 mm
37
h = h girder + h slab = 250 + 1850 = 2100 mm
tebal selimut beton drsquo = 50 mm
d = h ndash drsquo
= 2100 mm ndash 50 mm = 2050 mm
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
Aps fps As fy = 085 fcrsquoab
10857 mm2
x 18599 MPa+106132 mm2 x 390 MPa = 085 x 40 MPa x a x
2610 mm
a = 23223 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16)
dengan nilai = 08 adalah sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d-a
2) As fy (d-
a
2)+
= 08 x 10857 mm2 x 18599 MPa (2050 mm-
23223 mm
2) +
106132 mm2
x 390 MPa (2050 mm-23223 mm
2)
= 31242337 kN-m + 640371 kN-m
= 31882709 kN-m
Mn = 31882709 kN-m gt Mu = 24720615 kN-m (OK memenuhi syarat)
Cara yang telah dijabarkan diatas merupakan cara mendesain kekuatan
lentur balok prategang dengan pendekatan trial and error diameter tulangan dan
jumlah tulangan dalam Nawy (2001) Dengan menggunakan pendekatan tersebut
terlebih dahulu dilakukan pemeriksaan terhadap tulangan eksisting menggunakan
data sekunder Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa kapasitas momen
nominal yang disumbangkan oleh tendon Mn tendon lebih besar daripada
momen ultimit yang terjadi Mu akibat pembebanan sehingga momen cukup
ditahan oleh tendon (tidak dibutuhkan tulangan lentur) Tulangan eksisting yang
digunakan merupakan tulangan susut yang berfungsi mencegah terjadinya retak
pada beton
tulangan susut = 00018 x luas penampang girder Ag
= 00018 x 11915 m2
= 00021447 m
2
Digunakan D-13 sehingga = 21447 mm2
1
4 d
2=
21447 m2
1
4 13
2= 16 lt n eksisting = 40
Menurut SNI 03-2847-2002 tentang Tata Cara Perhitungan Struktur Beton
untuk Bangunan Gedung jumlah tulangan susut dan suhu harus dipasang dengan
jarak tidak lebih dari lima kali tebal plat atau 450 mm Jarak maksimum antara
tulangan susut eksisting = 330 mm (lt 450 mm) sehingga tulangan tersebut dari
segi jumlah dan jarak antar tulangan memenuhi syarat
-Tulangan Geser
Girder di tumpuan
Ag = 2682500 mm2
h = 1850 mm
d = h-drsquo= 1850 mm ndash 50 mm = 1800 mm
bw = 1000 mm
38
Gaya geser di tumpuan = 300256 kN dan gaya aksial = 420053 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 420053
14 x 2682500 mm2 ) (
radic40
6) 1000 mm x 1800 mm
= 2109587 kN
c = 06 x 2109587 kN = 1265752 kN u = n
= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit
yang terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (300256 kN ndash (06 x 2109587 kN))06 = 2894674 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av = 2894674 x 103
390 MPa x 1800 mm
mm
= 515433 mm2
Digunakan D-22 sehingga n= Av
1
4 D2
= mm2
1
4 22
2=136 2 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 7 OK
Girder di lapangan
Ag = 1191500 mm2
h = 1850 mm
tulangan utama dan tulangan geser = D 13
d = h - drsquo- 13 - 05 x 13 = 17805 mm
= 1850 ndash 50 ndash 13 ndash (05 x 13) = 17805 mm
bw = 600 mm
Gaya geser di lapangan =193044 kN dan gaya aksial = 274113 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 274113
14 x 1191500 mm2 ) (
radic40
6) 600 mm x 17805 mm
= 1311133 kN
c= 06 x 1311133 kN = 78668 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang
terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
39
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (193044 kN ndash (06 x 1311133 kN))06 = 1906273 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av= 1906273 kN x 10
3
390 MPa x 17805 mm
150 mm
= 411784 mm2
Digunakan D-13 sehingga n= Av
1
4 D2
= 411784 mm2
1
4 13
2= 3103 4 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 4 OK
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 5215433 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Girder dianggap sebagai penampang berongga dinding tipis sehingga besar
modulus puntir = 2 Ambw dimana adalah girder
Jt = 2 x 1191500 mm2 x 2610 mm
= 6219630000 mm3
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 6219630000 (03 radic )radic1 10 1034
= 190101E+11 N-mm = 19010103 kN-m
Tc = 06 x 19010103 kN-m = 11406062 kN-m
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa nilai lebih besar dari sehingga
beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan torsi)
Pier Head
-Tulangan Lentur
Mu = 93134113 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 19 mm dengan jumlah 32 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 25=
1
4 314 x19
2 x 32 = 906832 mm
2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan (16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
Aps = 79059 mm2
fps = 1860 (1 04
081 [00061
1860
35 2520
1670 (00131 00196 ])
588537 MPa
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
40
Aps fps As fy= 085 fc ab
79059 mm2 x 588537 MPa + 906832mm
2 x 390 MPa = 085 x 35 MPa x a x
4500 mm
a = 373974 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16) dengan nilai
= 08 dapat dijabarkan sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d -a
2) As fy (d -
a
2)+
= 08 x 79059 mm2 x 588537 MPa (2520 mm-
373974 mm
2) +
906832 mm2 x 390 MPa (2520 mm-
373974 mm
2)
= 86842499 kN-m + 66008303 kN-m
= 108290509 kN-m
Mn = 93443330 kN-m gt Mu = 93134113 kN-m (OK memenuhi syarat)
-Tulangan Geser
Ag = 12876500 mm2
h = 2620 mm
d = h - d = 2620 mm ndash 100 mm = 2520 mm
= 4500 mm
Gaya geser u di tumpuan = 2011783 kN dan gaya aksial = 241249 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicf c
6) bwd
= (1 241249 kN
14 x 12876500 mm2 ) (
radic35
6) 4500 mm x 2520 mm
= 1118154 kN
c = 06 x 1118154 kN = 6708924 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa tahanan geser yang disumbangkan
oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang terjadi
sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (2011783 kN ndash 6708924 kN)06 = 1676113 kN
s = Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan
Av= s
fy x d
s
Av= 1676113 kN x 10
3
390 MPa x 2520 mm
125 mm
= 2131808 mm2
Digunakan D-16 sehingga n= Av
1
4 D2
= 2131808 mm2
1
4 16
2=106 11 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 8-D16 dan 2-D25 OK
41
Selisih jumlah tulangan D-16 antara hasil perhitungan dengan eksisting sebanyak
3 tulangan telah ditutupi dengan penggunaan 2 tulangan D-25 pada eksisting
sehingga tulangan tersebut dikatakan memenuhi syarat
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 1617885 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Untuk penampang segiempat masif modulus puntir Jt= 04x2y
Jt = 04 x 45002 mm x 2620 mm
= 21222 x 106 Nmm = 21222 kN-m
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 21222 x 106 Nmm (03 radic35 MPa)radic1
10 x 1034 MPa
35
= 6485 x 1011
N-mm = 648487513 kN-m
Tc= 06 x 648487513 kN-m = 389092507 kN-m
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa nilai Tc lebih besar dari Tu
sehingga beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan
torsi)
Pemeriksaan Kolom
Struktur kolom tidak hanya menerima beban aksial vertikal tetapi juga
momen lentur sehingga analisis kolom diperhitungkan untuk menyangga beban
aksial desak dengan eksentrisitas tertentu (Nasution 2009) Pada penelitian ini
analisis kolom dilakukan menggunakan program PCA Col untuk memeriksa
kapasitas tulangan eksisting terhadap beban yang bekerja pada struktur Beban
aksial dan momen yang diinputkan diperoleh dari program CSI Bridge Analisis
kolom dilakukan pada pier segmen 1 dan pier segmen 2 yang masing-masing
memiliki dimensi dan susunan tulangan yang berbeda
Gambar 30 Pemodelan Pier
Pier Segmen 1
Pier
Segmen 2
42
Pier Segmen 1
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1 dimana
aksial (P) maksimum 4181749 kN yang menghasilkan M33 sebesar 920863 kN-m
dan M22 sebesar 796380 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu M33 maksimum
sebesar 1862805 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar 218102 kN- m dan aksial
(P) sebesar 4326789 kN
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1
Dari data yang telah diinputkan diperoleh diagram interaksi seperti pada
Gambar 30 Terlihat baik pada kombinasi 1 dan 2 beban masih berada di area
tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan bahwa kombinasi pembebanan
mampu ditahan oleh pier sehingga pier dikatakan aman terhadap beban yang
bekerja
Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1
43
Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2
Pier Segmen 2
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1
dimana aksial (P) maksimum 629513 kN yang menghasilkan M33 sebesar
38634 kN-m dan M22 sebesar 74265 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu
M33 maksimum sebesar 248387 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar
73617 kN-m dan aksial (P) sebesar 721377 kN
Berdasarkan data yang inputkan diperoleh diagram interaksi pier untuk pier
segmen 2 sebagai berikut
Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
9
tergantung pada tipe jembatan besarnya koefisien akselerasi gempa dan tingkat
kecermatan
Perencanaan suatu struktur tahan gempa perlu mempertimbangkan faktor
percepatan puncak (PGA) respon spektra percepatan di batuan dasar untuk
perioda pendek 02 detik (Ss) dan untuk perioda 10 detik (S1) Ketiga nilai
tersebut dapat diperoleh menggunakan peta Hazard gempa Indonesia 2010
Penentuan kelas situs tanah (klasifikasi site) merupakan tahapan awal dalam
perencanaan beban gempa dengan terlebih dahulu mencari nilai N
N = Σi=1 tim
Σi=1
tiNi
frasl
m (5)
Kelas situs tanah dapat ditentukan berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia
2010 menggunakan tabel berikut
Tabel 4 Penentuan Kelas Situs Tanah
Kelas Situs (mdetik) Su(kPa)
SA (Batuan Keras) gt 1500 NA NA
SB (Batuan) 750-1500 NA NA
SC (Tanah Keras) 350-750 gt 50 gt 100
SD (Tanah Sedang) 175-350 15-50 50-100
SE (Tanah Lunak) lt 175 lt 15 lt 50
Setiap profil tanah yang mengandung lebih dari 3m tanah dengan karakteristik
sebagai berikut
1 Indeks plastisitas PI gt 20
2 Kadar air w ge 40 dan
3 Kadar geser niralir Su lt 25 kPa
SF (Tanah Khusus) Setiap profil lapisan tanah yang memiliki salah satu atau
lebih dari karakteristik berikut
1 Rawan dan berpotensi gagal atau runtuh akibat beban gempa seperti mudah
likuifaksi lempung sangat sensitif tanah tersegmentasi rendah
2 Lempung sangat organik atau gambut (ketebalan H gt 3 m)
3 Lempung berplastisitas sangat tinggi (ketebalan H gt 75 m dengan PI gt 75)
4 Lapisan lempung lunakmedium kaku (ketebalan H gt 35 m dengan Su lt 50 kPa
Keterangan NA = tidak dapat dipakai
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
Selanjutnya akselerasi respons spektra puncak dapat dihitung dengan
persamaan
SMS = Fa Ss (6)
SM1 = Fv S1 (7)
Keterangan
SMS = akselerasi respons spektra puncak pada periode pendek
SM1 = akselerasi respons spektra puncak pada periode 1 detik
Ss = nilai spektra percepatan untuk periode pendek 02 detik di batuan dasar
S1 = nilai spektra percepatan untuk periode 10 detik di batuan dasar
Fa = koefisien periode pendek
Fv = koefisien periode 1 detik
Nilai koefisien dan dapat ditentukan menggunakan Tabel 4 dan 5 Nilai
Ss dan S1 diperoleh dari Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
10
Tabel 5 Nilai Koefisien Fa
Ss
Klasifikasi
Site SS le 025 SS = 05 SS = 075 SS = 10 SS ge 125
SA 08 08 08 08 08
SB 10 10 10 10 10
SC 12 12 11 10 10
SD 16 14 12 11 10
SE 25 17 12 09 09
SF SS
Tabel 6 Nilai Koefisien Fv
S1
Klasifikasi
Site S1 le 01 S1 = 02 S1 = 03 S1 = 04 S1 ge 05
SA 08 08 08 08 08
SB 10 10 10 10 10
SC 17 16 15 14 13
SD 24 20 18 16 15
SE 35 32 28 24 24
SF SS
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
Desain parameter akselerasi spektra dihitung menggunakan persamaan
SDS =
SMS (8)
SD1 =
SM1 (9)
Faktor
diperoleh dari hasil konversi dari gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
Pembuatan respon spektrum menggunakan persamaan berikut
Sa = SDS 04 06 T
To) untuk (10)
Sa = SDS untuk (11)
Sa = SD1
T untuk (12)
Sa = SD1TL
T2 untuk (13)
Nilai dan dihitung menggunakan persamaan
T0 = 02 SD1
SDS (14)
TS = SD1
SDS (15)
dimana TL = waktu transisi periode panjang
Sa = akselerasi spektra
SDS = desain parameter akselerasi respon spektra periode pendek
SD1 = desain parameter akselerasi respon spektra periode 1 detik
SMS = akselerasi respon spektra puncak periode pendek
SM1 = akselerasi respon spektra puncak periode 1 detik
Berdasarkan nilai Sa dan T dapat dibuat grafik respon spektrum seperti berikut
11
Gambar 4 Desain Respon Spektrum
Sumber ASCE 07-2010
Gambar 5 Peta Respon Spektra Percepatan 02 Detik (SS) di Batuan Dasar (SB)
untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun
Gambar 6 Peta Respon Spektra Percepatan 10 Detik (S1) di Batuan Dasar (SB)
untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
12
Desain dan Perhitungan Balok
Rumus-rumus yang digunakan pada analisis struktur balok mengacu pada RSNI
T-02-2005 dan RSNI T-12-2004
1 Tulangan lentur balok
Tegangan analitis batas baja prategang fps (untuk perhitungan kekuatan
batas nominal penampang beton prategang) harus diambil tidak melebihi fpy
Jika tidak tersedia perhitungan yang lebih tepat dan tegangan efektif pada
tendon fpe tidak kurang dari 05 fpu tegangan analitis batas baja prategang fps
dalam tendon yang terlekat penuh dapat diambil sebesar
fps= fpu (1- p
β1[ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) (16)
Jika pengaruh tulangan tekan diperhitungkan pada saat menghitung fps dengan
persamaan (16) maka nilai [ρp
fpu
fc
d
dp ω - ω ] harus diambil tidak kurang dari
017 dan nilai drsquo tidak lebih dari 015
Keterangan
p = faktor yang memperhitungkan jenis tendon prategang dengan nilai
055 untuk fpy
fpu ge 080
040 untuk fpy
fpu ge 085
028 untuk fpy
fpu ge 090
β1 = faktor tinggi blok tegangan tekan persegi ekuivalen beban dimana
β1 = 085 untuk fc le 30 MPa
β1 = 085 ndash 0008 (fc - 30) untuk fc ge 30 MPa (17)
Perencanaan momen lentur harus didasarkan pada
Mu le Mn (18)
Nilai Mn dihitung dengan persamaan
Mn = 08 Apsfps (d -a
2 ) As fy (d -
a
2 )+ (19)
Jarak antar tulangan dihitung menggunakan persamaan
Apsfps As fy = 085 fc ab (20)
2 Tulangan Geser Balok
Perencanaan tulangan geser harus didasarkan pada
u le n (21)
Dimana nilai adalah kuat geser nominal yang dihitung menggunakan
persamaan
n= c s (22)
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton pada struktur yang dibebani geser
dan lentur saja dapat dihitung menggunakan persamaan sebagai berikut
13
c= (radicf c
6) bwd (23)
Kuat geser yang disumbangkan oleh tulangan geser untuk tulangan geser yang
tegak lurus terhadap sumbu aksial komponen struktur dapat dihitung
menggunakan persamaan
s= Av fy d
s (24)
Kekuatan lentur dari balok beton bertulang sebagai komponen struktur jembatan
harus direncanakan dengan menggunakan cara ultimit atau cara Perencanaan
berdasarkan Beban dan Kekuatan Terfaktor (PBKT)
3 Kekuatan Puntir Balok
Kekuatan puntir balok harus didasarkan pada
Tu le Tn (25)
Dimana puntir nominal Tn bisa dihitung sebagai penjumlahan dari puntir nominal
yang disumbangkan oleh beton Tc dan puntir nominal yang disumbangkan oleh
tulangan Ts dengan rumus
Tn= Tc Ts (26)
Dimana
Tc= Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
(27)
Ts= fy (Asw
s) 2 Act cot t (28)
Persamaan tersebut digunakan dalam menghitung nilai kekuatan puntir nominal
tulangan dengan nilai t = 45o untuk beton non prategang dan t=375
o untuk
beton prategang
Untuk sengkang tertutup dapat dihitung Asw
sle 02
y1
fyf (29)
Tn=2AoAtfyv
scot (30)
Dengan dapat diambil sebesar 085
Gambar 7 Areal Aoh
14
Tulangan longitudinal tambahan yang diperlukan untuk menahan puntir dapat
dihitung menggunakan persamaan
Al= (At
s) ρ
h
fyv
fyt cot2 (31)
Desain dan Perhitungan Kolom
Pengaruh kelangsingan kolom dapat diabaikan untuk komponen struktur tekan tak
bergoyang apabila dipenuhi klu
r le 34- (12
M1
M2) (32)
Untuk komponen struktur tekan bergoyang pengaruh kelangsingan dapat
diabaikan apabila klu
r le 22 (33)
Beberapa persyaratan tulangan memanjang untuk kolom antara lain memiliki
luas tidak kurang dari 001 Ag dan tidak melebihi 008 Ag kecuali jika jumlah dan
penempatan tulangan mempersulit penempatan dan pemadatan beton pada
sambungan dan persilangan dari bagian-bagian komponen maka batas maksimal
rasio tulangan perlu dikurangi
Rasio tulangan spiral ρs tidak boleh kurang dari
ρs= 045 (
Ag
Ac-1)
f c
fy (34)
Software CSI Bridge
Computers and Structures Inc (CSI) Bridge merupakan salah satu software
yang dikembangkan oleh pihak CSI yang merupakan pelopor dalam
pengembangan software untuk analisis struktur dan gempa Tahap pemodelan
analisis dan desain dari struktur sebuah jembatan telah diintegrasikan dalam
software CSI Bridge untuk menciptakan perangkat komputer engineering yang
mendasar Dengan menggunakan CSI Bridge dapat didesain jembatan beton
maupan baja dengan cepat dan mudah Fitur parametric modeller memungkinkan
pengguna untuk membuat model jembatan sederhana hingga kompleks dan
membuat perubahan secara efisien dalam melakukan kontrol pada desain
(httpwwwcsiamericacomcsibridge)
Software PCA Col
PCAColumn (PCA Col) merupakan software yang dirancang untuk
mendesain dan memeriksa kapasitas penampang beton bertulang terhadap gaya
aksial dan momen lentur Bentuk penampang benton dapat berupa persegi empat
lingkaran hingga tidak beraturan dengan berbagai macam susunan dan pola
tulangan Selain itu efek kelangsingan kolom juga dapat diperhitungkan Dari
program tersebut dapat diperoleh diagram interaksi gaya aksial (P) dan momen
lentur (M) baik dalam sumbu uniaksial maupun biaksial dimana Mx dan My juga
dapat diplot terhadap sumbu biaksial dari kolom dan dinding geser yang tidak
beraturan (httppcacolumnsoftwareinformercom)
15
METODOLOGI
Waktu dan Tempat
Penelitian dilakukan pada bulan Februari ndash Juni 2013 yang diawali dengan
pengumpulan data Data penelitian diperoleh dari Satuan Kerja Pelaksanaan Jalan
Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A Struktur yang ditinjau adalah fly over
P106-P107 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425)
Gambar 8 Denah Lokasi Proyek yang Ditinjau
Proyek pembangunan jalan bebas hambatan Tanjung Priok merupakan
program strategis pemerintah dalam rangka meningkatkan kapasitas jaringan
transportasi kota Jakarta khususnya Jakarta Utara Proyek ini menjadi salah satu
upaya pengembangan Kawasan Strategis Nasional Tanjung Priok sebagai pusat
kegiatan ekspor-impor yang saat ini telah menempati peringkat ke-24 dunia untuk
arus peti kemas Jalan bebas hambatan yang dibangun berfungsi sebagai jalan
pintas untuk meningkatkan akses terhadap pelabuhan dan dalam jangka panjang
juga berfungsi sebagai penghubung ruas tol Jakarta Outer Ring Road (JORR)
dengan Jakarta Inter Urban Toll (JIUT)
Alat dan Bahan
Alat yang digunakan dalam penelitian ini adalah sebagai berikut
1 Komputer Intel CoreTM
Duo Processor T6600
2 Program CSI Bridge Versi 15 dan PCA Col
3 Program Microsoft Office Excel 2010
4 Program Autocad 2010
Bahan penelitian merupakan data sekunder berupa shop drawing Proyek Jalan
Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A yaitu data struktur P106-P107
16
Penggunaan shop drawing dikarenakan belum tersedianya data as built drawing
Data-data yang diperoleh meliputi
1 Denah dan gambar detail struktur fly over P106-P107 yang meliputi layout
fly over dimensi struktur jembatan serta gambar detail tendon dan tulangan
Struktur yang ditinjau memiliki kriteria desain sebagai berikut
a) Slab
Kuat tekan beton ( ) = 30 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic30 MPa = 2574296 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
b) PCU Girder
Kuat tekan beton ( ) = 40 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic40 MPa = 2972541 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Kuat tarik putus ( = 1860 MPa
Kuat leleh baja prategang ( ) = 1670 MPa
c) Pier Head
Kuat tekan beton ( ) = 35 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic40 MPa = 2780557 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Kuat tarik putus ( = 1860 MPa
Kuat leleh baja prategang ( ) = 1670 MPa
d) Pier
Tipe = Y Pier
Kuat tekan beton ( ) = 30 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic30 MPa = 2574296 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Tinggi pier ( ) = 22 m
Lebar pier ( = 35 m
Tebal pier ( ) = 45 m
e) Data soil investigation Bore Log (Lampiran 2)
2 Standar dan peraturan perencanaan sebagai berikut
RSNI T-02-2005 ldquoPembebanan untuk Jembatanrdquo
SNI 2833 2008 ldquoStandar Perencanaan Ketahanan Gempa untuk Jembatanrdquo
RSNI T-12-2004 ldquoPerencanaan Struktur Beton untuk Jembatanrdquo
SNI 03-3847-2002 ldquoTata Cara Perhitungan Struktur Beton untuk Bangunan
Gedungrdquo
17
Tahapan Penelitian
Tahapan penelitian tersaji dalam diagram alir sebagai berikut
Keterangan
1 Data sekunder merupakan shop drawing kontraktor PT Obayashi-Jaya
Konstruksi JO yang digunakan dalam penelitian ini sebagai acuan dalam
pemodelan jembatan
2 Peraturan dan standar perencanaan terkait dengan penelitian ini adalah Standar
Nasional Indonesia Peraturan pembebanan jembatan terdapat dalam RSNI T-
02-2005 Perencanaan ketahanan gempa untuk jembatan terdapat dalam SNI
2833 2008 Perencanaan struktur beton untuk jembatan terdapat dalam RSNI
T-12-2004
Mulai
Pengumpulan Data Penelitian dan Bahan Rujukan
Program CSI Bridge
Pemodelan
Struktur
Input
Pembebanan
Input
Spektrum Gempa
Gaya Dalam
Desain
Ulang
Tulangan
Selesai
Aman
Mu le Mn
u le n
Tu le Tn
Tidak
Ya
Gambar 9 Diagram Alir Penelitian
18
3 Program CSI Bridge digunakan untuk mempermudah dalam menganalisis
gaya dalam (internal force) yang bekerja akibat pembebanan Setelah
dilakukan pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum dapat
diperoleh nilai gaya dalam ultimit Analisis gaya dalam dilakukan dengan
membandingkan gaya dalam ultimit yang terjadi akibat pembebanan dengan
kapasitas nominal struktur fly over yang ditinjau
Pemodelan Struktur
a) Layout fly over
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri
dari 2 ruas jembatan kiri dan kanan dimana panjang 1 bentang (span)
sebesar 3575 m dengan jumlah bentang yang dianalisis sebanyak 3 span
Pendefinisian layout fly over pada program CSI Bridge dapat
menggunakan bridge wizard di menu Home
Gambar 10 Layout Line Struktur Fly Over
b) Material konstruksi dan penampang
Beton dengan = 30 MPa untuk slab dan pier
Beton dengan = 35 MPa untuk pier head
Beton dengan = 40 MPa untuk PCU Girder
Baja tulangan U39 dengan = 390 MPa
Baja tendon dengan fpy=1670 MPa dan fpu= 1860 MPa
19
Input material dilakukan pada menu Home-Bridge Wizard-Materials seperti pada
Gambar 12 berikut Sedangkan pemodelan penampang dilakukan pada menu
Components-Properties-Frame Properties-New-Frame Section Property Type
concrete-Precast U
Gambar 11 Input Material dan Penampang PCU Girder
Pendefinisian jumlah girder jarak antar girder dan tebal slab dilakukan pada
menu Components-Superstructure Deck Sections-New-Precast U Girder
Gambar 12 Penampang Superstruktur Jembatan
20
c) Jenis perletakan adalah tipe sendi-rol yang didefinisikan pada menu Home-
Bridge Wizards-Bearings
Gambar 13 Jenis Perletakan
d) Input pembebanan
Kombinasi pembebanan mengacu pada RSNI T-02-2005 Input
kombinasi pembebanan dilakukan pada menu DesignRating ndash Load
Combination ndash Add New Load Combination ndash Masukkan Load Case Name ndash
Load Case Type ndash Scale Factor ndash OK Contoh kombinasi pembebanan yang
telah diinputkan pada CSI Bridge terlihat pada gambar berikut
Gambar 14 Input Kombinasi Pembebanan
e) Input Respon Spektrum
Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 dibuat respon spektrum untuk
analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
21
CSI Bridge Respon spektrum diinputkan pada menu Loads ndash Functions ndash Respon
Spectrum ndash Add New Function ndash Pilih User ndash Masukkan Damping Ratio 005 ndash
Masukkan nilai Period dan Acceleration (Diperoleh dari hasil perhitungan
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010) ndash OK Pembuatan respon spektrum
gempa secara lebih rinci dijelaskan pada bab pembahasan
Gambar 15 Input Respon Spektrum Wilayah Jakarta
f) Hasil Gaya Dalam
Setelah pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum
struktur dapat dianalisis pada menu Analysis ndash Run Analysis ndash Pilih Load Case
yang ingin dianalisis ndash Run Analysis Hasil gaya dalam dapat ditampilkan pada
menu Home ndash Display ndash Show Bridge Superstructure Forces
Gambar 16 Contoh Momen Akibat Kombinasi Pembebanan
22
HASIL DAN PEMBAHASAN
Model Struktur Jembatan
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri dari 2
ruas jembatan kiri dan kanan dengan panjang total 10725 m Struktur terdiri dari
3 span dimana panjang satu span 3575 m Superstruktur jembatan ruas kiri terdiri
dari 4 girder dan ruas kanan terdiri dari 5 girder dengan tipe PCU dan memiliki
superelevasi sebesar 2 Struktur fly over tersebut ditopang oleh dua kolom cast
in site tipe Y-Pier dengan tinggi 22 m
Gambar 17 Pemodelan Struktur Fly Over
Gambar 19 Tampak Samping Struktur Fly Over
145 m 18 m
L total = 10725 m
Gambar 18 Tampak Depan Struktur Fly Over
23
Input Pembebanan
Pembebanan yang diinputkan pada program CSI Bridge mengacu pada
RSNI T-02-2005 (Tabel 40) mengenai Peraturan Pembebanan untuk Jembatan
dengan ragam kombinasi pada kondisi ultimit (Ultimate Limit States) sebagai
berikut
Tabel 7 Kombinasi Pembebanan
Nama
Kombinasi
Aksi
Permanen Aksi Transien Aksi Khusus
MS MA PS TD TT TB ET EW TTC
EQ-
X
EQ-
Y
ULS-1A 13 2 1 198 198 132
ULS-1B 13 2 1 198 198 132
ULS-1C 13 2 1 198 198 132
ULS-1D 13 2 1 198 198 132
ULS-4A 13 2 1 132 132
ULS-5A 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5B 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5C 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5D 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5E 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5F 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5G 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5H 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5I 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5J 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5K 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5L 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-5M 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5N 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5O 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5P 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-6A 13 2 1 198 198 1
ULS-6B 13 2 1 198 198 1
Keterangan
MS = Berat Sendiri
MA = Beban Mati Tambahan
PS = Pengaruh Prategang
TD = Beban Lajur ldquoDrdquo
TT = Beban Truk ldquoTrdquo
TB = Gaya Rem
ET = Beban Temperatur
EW = Beban Angin
TTC = Beban Tumbukan
EQ-X = Beban gempa dalam arah X
EQ-Y = Beban gempa dalam arah Y
24
Besarnya nilai beban-beban yang terjadi dapat dijabarkan dalam contoh
perhitungan sebagai berikut
1 Berat sendiri
PCU-Girder dan Slab
wc girder = 25 kNm3
wc slab = wc pier = 24 kNm3
Luas (A) girder = A satu girder x jumlah girder = 11915 m2 x 9 = 107235 m
2
A slab = tebal slab x lebar total jembatan = 025 m x (18 m+145 m) = 8125 m2
Berat girder = A girder x panjang total jembatan x wc girder
= 107235 m2 x 10725 m x 25 kNm
3
= 2875238 kN
Berat slab = A slab x panjang total jembatan x wc slab
= 10723 m2 x 10725 m x 24 kNm
3
= 2091375 kN
Pier
A pier segmen 1 = 2 m x 45 m = 9 m2
A pier segmen 2 = 20565 m2
Panjang pier segmen 1 = 7088 m
Panjang pier segmen 2 = 17147 m
Berat pier segmen 1 = A pier x panjang pier x wc pier
= 9 m2 x 7088 m x 24 kNm
3 = 153103 kN
Berat pier segmen 2 = A pier x panjang pier x wc pier
= 20565 m2 x 17147 m x 24 kNm
3
= 8463073 kN
Berat pier = 153103 kN + 8463073 kN = 9994103 kN
Total berat sendiri = Berat girder + slab + pier
= 2875238 kN + 2091375 kN + 9994103 kN
= 5966023 kN
2 Beban Mati Tambahan
Aspal
wc aspal = 22 kNm3
Tebal aspal = 75 cm
Perhitungan beban mati tambahan dengan menggunakan persamaan (1)
dapat dijabarkan sebagai berikut
Berat aspal = wcLA
= 22 kNm3 x 10725 m x (325 m x 0075 m)
= 5751281 kN
Parapet
wc parapet = 24 kNm3
A parapet = 0526 m2
Berat parapet = wcLA
= 24 kNm3 x 10725 m x 0526 m
2
= 1353924 kN
Total beban mati tambahan = berat aspal + parapet
= 5751281 kN + 1353924 kN
= 7105205 kN
25
3 Beban Lajur D
Beban Terbagi Rata (BTR)
Terdiri dari 7 kombinasi arah longitudinal dengan jumlah lajur
jembatan ruas kiri = 4 lajur dan jembatan ruas kanan = 5 lajur
Total kombinasi arah longitudinal
Jembatan Kiri = 7 x 4 = 28 kombinasi
Jembatan Kanan = 7 x 5 = 35 kombinasi
Terdiri dari 3 kombinasi dalam arah transversal dengan jarak dan
intensitas beban sebagai berikut
Jembatan Kiri
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 28 x 3
= 84 kombinasi
Jembatan Kanan
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 35 x 3
= 105 kombinasi
Nilai q dihitung menggunakan persamaan (3) untuk panjang 1 bentang gt 30 m
dimana panjang 1 span fly over = 3575 m
Contoh perhitungan nilai q sebagai berikut
q = 90 (05 15
3575 ) = 828 kPa
Gambar 20 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kiri
Gambar 21 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kanan
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
100 50
Keterangan
Keterangan
100 50
11 m 2 m 1 m 11 m 1 m 2 m 11 m
1375 m 275 m 1375 m 1375 m 1375 m 275 m 1375 m
26
Tabel 8 Kombinasi Beban ldquoDrdquo Arah Longitudinal Jembatan
Nama Span yang Dibebani Total Panjang
q (kNm2)
Kombinasi Span
1
Span
2
Span
3 Dibebani (m)
1 3575 828
2 3575 828
3 3575 828
4 715 639
5 715 639
6
7
715
10725
639
576
BTR diinputkan dalam bentuk beban garis sehingga nilai q (kNm2) dikalikan
lebar lajur yang dibebani (m)
Beban Garis Terpusat (BGT)
BGT diinputkan dalam bentuk beban titik pada program CSI Bridge sehingga nilai
intensitas p dikalikan dengan lebar lajur yang dibebani (m)
Beban garis = intensitas p x lebar lajur
= 49 kNm x 35 m
= 1715 kN
Dalam input BGT pada program digunakan faktor beban dinamis
senilai 14
4 Beban Truk ldquoTrdquo
Kendaraan truk yang digunakan adalah truk dengan berat 50 ton
Gambar 22 Input Beban Truk ldquoTrdquo
5 Gaya Rem
Gaya rem diinputkan sebagai beban titik dengan nilai sebagai berikut
Jembatan Kiri
Gaya rem per pier = nilai q terbesar x lebar lajur x panjang 1 span
jembatan x 5
27
= 9 kN
m2 x 145 m x 3575 m x 5
2 = 11663 kN
Jembatan Kanan
Gaya rem per pier = 9 kN
m2 x 18 m x 3575 m x 5
2 = 14479 kN
6 Pengaruh Temperatur
Gambar 23 Input Pengaruh Temperatur
7 Beban Angin
Diketahui
Cw = 125 (Tabel 3)
Vw = 35 ms (Tabel 2)
Ab = 198413 m2
Dengan menggunakan persamaan (4)
TE = 00006 Cw w 2Ab
= 00006 x 125 x 352 x 198413
= 18229 kN
TEW per pier = 18229 kN
4= 45573 kN
8 Tumbukan
100 kN
1
00
F
x
10o
Gambar 24 Proyeksi Tumbukan pada Pier Terhadap Sumbu X dan Sumbu Y
Fx
Fy
28
Tumbukan pada pier diinputkan sebagai beban titik dengan perhitungan sebagai
berikut
Fx = 100 kN x sin 100
= 17365 kN
Fy = 100 kN x cos 100
= 98481 kN
9 Beban Gempa
Pada penelitian ini analisis gempa dinamis dilakukan menggunakan grafik
respon spektrum Dalam pembuatan respon spektrum terlebih dahulu dilakukan
klasifikasi site (jenis tanah) lokasi yang ditinjau berdasarkan hasil penyelidikan
tanah (bore log) Dari data bore log dapat dihitung nilai rata-rata hasil uji
penetrasi standar (SPT) menggunakan persamaan (5) dengan hasil yang tertera
pada tabel berikut ini
Tabel 9 Perhitungan Nilai
Lapisan Kedalaman NSPT Tebal
(TebalSPT)
0 000 0 000 0000
1 330 2 330 1650
2 524 2 194 0971
3 723 2 198 0992
4 924 2 202 1009
5 1130 2 206 1028
6 1323 2 193 0963
7 1530 5 207 0415
8 1730 6 200 0333
9 1930 4 200 0500
10 2130 9 200 0222
11 2330 19 200 0105
12 2507 50 177 0035
13 2626 50 118 0024
14 2725 50 099 0020
15 2822 50 097 0019
16 2921 50 099 0020
17 3006 50 086 0017
3006 8324 3612
Diperoleh = 3612 dimana Σ Tebal Σ SPTfrasl yang menunjukkan bahwa jenis
tanah wilayah Tanjung Priok termasuk kelas situs E yaitu jenis tanah lunak
(Tabel 4) Selanjutnya dihitung nilai akselerasi respons spektra puncak untuk
periode pendek dan periode 1 detik dan desain akselerasi respon spektra
29
Gambar 25 (a) Peta Percepatan Puncak (PGA) wilayah Jakarta
(b) Peta Respon Spektra 02 detik (Ss) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
(c) Peta Respon Spektra 1 detik (S1) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
PGA (Peak Ground Acceleration) merupakan percepatan maksimum yang
menunjukkan intensitas daripada pergerakan lapisan tanah Berdasarkan Gambar 8
dapat diketahui bahwa wilayah yang ditinjau (Tanjung Priok Jakarta Utara)
memiliki nilai PGA 03 ndash 04 g Pendekatan angka menggunakan skala batas atas
dari nilai yang diketahui sehingga diambil nilai 04 g Wilayah Jakarta terdapat
pada zona dengan nilai respon spektra 02 detik probabilitas terlampaui 2 dalam
50 tahun (Ss) = 07 g dan nilai respon spektra 1 detik probabilitas terlampaui 2
dalam 50 tahun (S1 ) = 03 g Kemudian dengan interpolasi nilai Ss dan S1
menggunakan Tabel 5 amp 6 untuk tanah kelas E diperoleh nilai Fa dan Fv berturut-
turut sebesar 13 dan 28
Akselerasi respons spektra puncak periode pendek (SMS) dapat dihitung
dengan persamaan (6) sehingga SMS = 13 x 07 = 091 Akselerasi respons
spektra puncak periode 1 detik (SM1) dapat dihitung dengan persamaan (7)
sehingga SM1 = 28 x 03 = 084 Selanjutnya desain parameter akselerasi respon
spektra periode pendek dapat dihitung dengan persamaan (8) sehingga SDS =
091 = 07963 dan nilai desain parameter respon spektra periode 1 detik dapat
dihitung dengan persamaan (9) sehingga SD1 =
084 = 07350 Faktor
diperoleh dari konversi penggunaan peta gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
karena struktur yang ditinjau merupakan jembatan khusus dengan umur rencana
100 tahun Nilai Sa dihitung menggunakan persamaan 10-13 yang hasilnya
disajikan pada Tabel 10 Nilai T dan Sa diplot membentuk grafik respon spektrum
untuk analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
CSI Bridge
30
Tabel 10 Akselerasi Spektrum Gempa Wilayah Jakarta
T (det) Sa T (det) Sa
00000 03185 2 03675
01846 07963 21 03500
09231 07963 22 03341
1 07350 23 03196
11 06682 24 03063
12 06125 25 02940
13 05654 26 02827
14 05250 27 02722
15 04900 28 02625
16 04594 29 02534
17 04324 3 02450
18 04083 31 02371
19 03868 32 02297
Gambar 26 Grafik Respon Spektrum Wilayah
Jakarta Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010
Hasil Gaya Dalam (Internal Force)
a) Berat Sendiri
Kontrol perhitungan manual
Diketahui
Ag satu girder = 11915 m2
frsquoc girder = 40 MPa
wc girder = 25 kNm3
Tebal slab = 25 cm
frsquoc slab = 30 MPa
wc slab = 24 kNm3
Perhitungan
q slab = tebal slab x spasi antar girder x wc slab
= 025 m x 3567 m x 24 kNm3
= 21402 kNm
q girder = Ag girder x wc girder
= 11915 m2 x 25 kNm
3
= 29788 kNm
M girder = 1
8 q L2
= 1
8 29788 kN mfrasl 35
2 m
= 456129 kN-m
M slab = 1
8 q L2
= 1
8 21402 kN mfrasl 35
2 m
= 327718 kN-m
M girder + M slab = 456129 + 327718 = 783847 kN-m
31
Perhitungan momen secara manual dibandingkan dengan hasil yang ditampilkan
pada program CSI Bridge
Gambar 27 Hasil Momen Akibat Berat Sendiri pada Jembatan
Jembatan kiri terdapat 4 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 4 = 3135388 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min+M max = 28019386 kN-m + 7949228 kN-m
= 28814308 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
Jembatan kanan terdapat 5 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 5 = 3919235 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min + M max = 3494893 kN-m + 9915171 kN-m
= 35940447 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
b) Ultimate Limit States (ULS)
Kombinasi pembebanan yang menghasilkan gaya dalam maksimum
sepanjang jembatan adalah kombinasi ULS-5I (Tabel 7)
Gambar 28 Hasil Gaya Dalam Akibat Kombinasi Pembebanan ULS 5-I
32
c) Kontrol Lendutan
Lendutan maksimum yang diizinkan adalah L
800 =
35750 mm
800 = 4469 mm
sedangkan lendutan yang terjadi pada fly over dari program CSI Bridge
adalah 213 mm sehingga struktur dikatakan aman
Perhitungan Tendon
Dalam perhitungan tendon dan tulangan digunakan momen maksimal yang
terjadi pada penampang yang ditinjau
Tendon pada girder
Data Tendon
D tendon = 05 inchi = 127 mm = 00127 m
Ast = 987 mm2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Girder
Ag (Ax) = 11915 m2
Iz = 04204 m4
yt = 097 m
yb = 088 m
eb = 058 m
-Menghitung gaya prategang P
M berat sendiri = 801826 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 188156 kN-m
M beban hidup = 510983 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 1500965 kN-m
P2=
MybIz
-σb
1
Ax
ebybIz
P2=
150096 x 088
04204 3000
1
11915
058 x 088
04204 = 1384018 kN
Gambar 29 Deformasi yang Terjadi pada Struktur Akibat Beban Hidup
33
P1= Ast x x f u
= 00000987 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl = 110149 kN
Jumlah tendon yang diperlukan= P2
P1= 1384018 kN
110149 kN=125 tendon
Jumlah tendon eksisting = 110 tendon
Jumlah tendon hasil perhitungan yang melebihi tendon eksisting dapat disebabkan
karena perbedaan penggunaan jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo Perhitungan yang
dilakukan menggunakan semua kemungkinan kombinasi baik dalam arah
longitudinal maupun transversal jembatan (sub bab input pembebanan) Selain itu
dapat juga dikarenakan perbedaan dalam pemodelan panjang girder yang
menyebabkan terjadinya kelebihan momen
Tendon pada pier head
Data Tendon
D tendon = 06 inchi = 1524 mm = 0015 m
Ast = 1387 mm2 = 00001387 m
2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Pier Head
Ag (Ax) = 128765 m2
Iz = 6967 m4
yt = 139 m
yb = 123 m
et pada momen maksimal = 04396 m
et pada penampang kritis = 0702 m
-Menghitung P menggunakan Momen Pada Penampang Kritis (Mcr)
M berat sendiri = 41612388 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 7073499kN-m
M beban hidup = 14947156 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 63633043 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
63633043 x 139
3000
1
12875
0702 x 139
6967 = 40860556 kN
P1= Ast x x f u
= 00001387 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl =154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=
40860556 kN
154789 kN= 264 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
34
Berdasarkan jumlah tendon eksisting yang melebihi tendon yang diperlukan
dapat diasumsikan bahwa pier head tersebut tidak didesain menggunakan momen
pada penampang kritis (Mcr) Pada saat dibebani retak terjadi pada perubahan
geometri atau pada penampang kritis sehingga pada umumnya desain cukup
menggunakan Mcr yang nilainya lebih kecil daripada momen maksimal
-Menghitung P menggunakan Momen Maksimal (Mmax)
M berat sendiri = 57265256 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 8941951kN-m
M beban hidup = 20374506 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 86581713 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
865817123 x 139
6967 3000
1
12875
x 139
6967 = 86320521 kN
P1= 154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=86320521 kN
154789 kN= 558 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
Dengan menggunakan momen maksimum yang terjadi pada pier head hasil
perhitungan jumlah tendon yang diperlukan mendekati jumlah tendon eksisting
sehingga dapat diasumsikan struktur tersebut didesain menggunakan momen
maksimum Penggunaan momen maksimum yang terjadi menyebabkan
penambahan jumlah tendon dalam desain
Jumlah tendon eksisting Jumlah tendon yang diperlukan OK
Perhitungan Tulangan
Slab
-Tulangan Lentur Positif
Momen di lapangan Mu pada slab = 10333 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d = ndash drsquo= 250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
10333
08=12916 kN-m
Faktor tahanan momen = Mnx10
6
bd2 =
12916 x106
1000 x 2102= 2929
35
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2929
085 x 30 = 00079
ρmin
= 25 x 14
fy= 25 x
14
390= 0000897
Digunakan = 00079 sehingga
As= ρ b d = 00079 x 1000 mm x 210 mm = 167983 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 167983 mm2
= 1687 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
-Tulangan Lentur Negatif
Momen di tumpuan Mu pada slab = 9504 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d ndash drsquo=250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
9504
08=1188 kN-m
Faktor tahanan momen Rn=Mnx10
6
bd2 =
1188 x106
1000 x 2102= 2694
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2694
085 x 30 = 00073
ρmin
= 25 x 14
fy=25 x
14
390= 0000897
Digunakan ρ = 00073 sehingga
As= ρ b d = 00073 x 1000 mm x 210 mm =153652 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
36
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 153652 mm2
= 18443 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
- Tulangan Geser
Gaya geser Vu pada slab = 35306 kN
Kuat geser nominal yang disumbangkan oleh slab
c=
(
radicf
rsquoc
6
)
bwd =(radic30
6) 1000 x 210 = 19170289 kN
Vc = 06 x = 11502174 kN
u c tidak dibutuhkan tulangan geser
Girder
-Tulangan Lentur
Mu = 24895989 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 13 mm dengan jumlah 8 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 8 =
1
4 314 13
2 x 8 = 106132 mm2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan
(16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fcrsquo
d
dp ω- ωrsquo ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
10857 mm2
fps = 1860 (1 04
077 [00091
1860
40 2050
1800 (00414 00335 ])
= 18599 MPa
Menghitung lebar efektif Be
Diketahui tebal slab ho = 25 cm
Lebar efektif diambil nilai terkecil dari L
4 =
3575 m
4= 894 m
Jarak antar girder s = 3567 m
12 = 12 x 025 = 3 m Diambil Be = 3 m
Eslab = 2574296 MPa
Egirder = 2972541 MPa
n = Eslab
Egirder
= 2574296 MPa
2972541 MPa= 087
Sehingga Be = n x 3 m = 087 x 3 m = 261 m = 2610 mm
37
h = h girder + h slab = 250 + 1850 = 2100 mm
tebal selimut beton drsquo = 50 mm
d = h ndash drsquo
= 2100 mm ndash 50 mm = 2050 mm
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
Aps fps As fy = 085 fcrsquoab
10857 mm2
x 18599 MPa+106132 mm2 x 390 MPa = 085 x 40 MPa x a x
2610 mm
a = 23223 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16)
dengan nilai = 08 adalah sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d-a
2) As fy (d-
a
2)+
= 08 x 10857 mm2 x 18599 MPa (2050 mm-
23223 mm
2) +
106132 mm2
x 390 MPa (2050 mm-23223 mm
2)
= 31242337 kN-m + 640371 kN-m
= 31882709 kN-m
Mn = 31882709 kN-m gt Mu = 24720615 kN-m (OK memenuhi syarat)
Cara yang telah dijabarkan diatas merupakan cara mendesain kekuatan
lentur balok prategang dengan pendekatan trial and error diameter tulangan dan
jumlah tulangan dalam Nawy (2001) Dengan menggunakan pendekatan tersebut
terlebih dahulu dilakukan pemeriksaan terhadap tulangan eksisting menggunakan
data sekunder Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa kapasitas momen
nominal yang disumbangkan oleh tendon Mn tendon lebih besar daripada
momen ultimit yang terjadi Mu akibat pembebanan sehingga momen cukup
ditahan oleh tendon (tidak dibutuhkan tulangan lentur) Tulangan eksisting yang
digunakan merupakan tulangan susut yang berfungsi mencegah terjadinya retak
pada beton
tulangan susut = 00018 x luas penampang girder Ag
= 00018 x 11915 m2
= 00021447 m
2
Digunakan D-13 sehingga = 21447 mm2
1
4 d
2=
21447 m2
1
4 13
2= 16 lt n eksisting = 40
Menurut SNI 03-2847-2002 tentang Tata Cara Perhitungan Struktur Beton
untuk Bangunan Gedung jumlah tulangan susut dan suhu harus dipasang dengan
jarak tidak lebih dari lima kali tebal plat atau 450 mm Jarak maksimum antara
tulangan susut eksisting = 330 mm (lt 450 mm) sehingga tulangan tersebut dari
segi jumlah dan jarak antar tulangan memenuhi syarat
-Tulangan Geser
Girder di tumpuan
Ag = 2682500 mm2
h = 1850 mm
d = h-drsquo= 1850 mm ndash 50 mm = 1800 mm
bw = 1000 mm
38
Gaya geser di tumpuan = 300256 kN dan gaya aksial = 420053 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 420053
14 x 2682500 mm2 ) (
radic40
6) 1000 mm x 1800 mm
= 2109587 kN
c = 06 x 2109587 kN = 1265752 kN u = n
= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit
yang terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (300256 kN ndash (06 x 2109587 kN))06 = 2894674 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av = 2894674 x 103
390 MPa x 1800 mm
mm
= 515433 mm2
Digunakan D-22 sehingga n= Av
1
4 D2
= mm2
1
4 22
2=136 2 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 7 OK
Girder di lapangan
Ag = 1191500 mm2
h = 1850 mm
tulangan utama dan tulangan geser = D 13
d = h - drsquo- 13 - 05 x 13 = 17805 mm
= 1850 ndash 50 ndash 13 ndash (05 x 13) = 17805 mm
bw = 600 mm
Gaya geser di lapangan =193044 kN dan gaya aksial = 274113 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 274113
14 x 1191500 mm2 ) (
radic40
6) 600 mm x 17805 mm
= 1311133 kN
c= 06 x 1311133 kN = 78668 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang
terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
39
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (193044 kN ndash (06 x 1311133 kN))06 = 1906273 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av= 1906273 kN x 10
3
390 MPa x 17805 mm
150 mm
= 411784 mm2
Digunakan D-13 sehingga n= Av
1
4 D2
= 411784 mm2
1
4 13
2= 3103 4 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 4 OK
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 5215433 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Girder dianggap sebagai penampang berongga dinding tipis sehingga besar
modulus puntir = 2 Ambw dimana adalah girder
Jt = 2 x 1191500 mm2 x 2610 mm
= 6219630000 mm3
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 6219630000 (03 radic )radic1 10 1034
= 190101E+11 N-mm = 19010103 kN-m
Tc = 06 x 19010103 kN-m = 11406062 kN-m
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa nilai lebih besar dari sehingga
beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan torsi)
Pier Head
-Tulangan Lentur
Mu = 93134113 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 19 mm dengan jumlah 32 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 25=
1
4 314 x19
2 x 32 = 906832 mm
2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan (16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
Aps = 79059 mm2
fps = 1860 (1 04
081 [00061
1860
35 2520
1670 (00131 00196 ])
588537 MPa
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
40
Aps fps As fy= 085 fc ab
79059 mm2 x 588537 MPa + 906832mm
2 x 390 MPa = 085 x 35 MPa x a x
4500 mm
a = 373974 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16) dengan nilai
= 08 dapat dijabarkan sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d -a
2) As fy (d -
a
2)+
= 08 x 79059 mm2 x 588537 MPa (2520 mm-
373974 mm
2) +
906832 mm2 x 390 MPa (2520 mm-
373974 mm
2)
= 86842499 kN-m + 66008303 kN-m
= 108290509 kN-m
Mn = 93443330 kN-m gt Mu = 93134113 kN-m (OK memenuhi syarat)
-Tulangan Geser
Ag = 12876500 mm2
h = 2620 mm
d = h - d = 2620 mm ndash 100 mm = 2520 mm
= 4500 mm
Gaya geser u di tumpuan = 2011783 kN dan gaya aksial = 241249 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicf c
6) bwd
= (1 241249 kN
14 x 12876500 mm2 ) (
radic35
6) 4500 mm x 2520 mm
= 1118154 kN
c = 06 x 1118154 kN = 6708924 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa tahanan geser yang disumbangkan
oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang terjadi
sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (2011783 kN ndash 6708924 kN)06 = 1676113 kN
s = Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan
Av= s
fy x d
s
Av= 1676113 kN x 10
3
390 MPa x 2520 mm
125 mm
= 2131808 mm2
Digunakan D-16 sehingga n= Av
1
4 D2
= 2131808 mm2
1
4 16
2=106 11 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 8-D16 dan 2-D25 OK
41
Selisih jumlah tulangan D-16 antara hasil perhitungan dengan eksisting sebanyak
3 tulangan telah ditutupi dengan penggunaan 2 tulangan D-25 pada eksisting
sehingga tulangan tersebut dikatakan memenuhi syarat
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 1617885 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Untuk penampang segiempat masif modulus puntir Jt= 04x2y
Jt = 04 x 45002 mm x 2620 mm
= 21222 x 106 Nmm = 21222 kN-m
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 21222 x 106 Nmm (03 radic35 MPa)radic1
10 x 1034 MPa
35
= 6485 x 1011
N-mm = 648487513 kN-m
Tc= 06 x 648487513 kN-m = 389092507 kN-m
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa nilai Tc lebih besar dari Tu
sehingga beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan
torsi)
Pemeriksaan Kolom
Struktur kolom tidak hanya menerima beban aksial vertikal tetapi juga
momen lentur sehingga analisis kolom diperhitungkan untuk menyangga beban
aksial desak dengan eksentrisitas tertentu (Nasution 2009) Pada penelitian ini
analisis kolom dilakukan menggunakan program PCA Col untuk memeriksa
kapasitas tulangan eksisting terhadap beban yang bekerja pada struktur Beban
aksial dan momen yang diinputkan diperoleh dari program CSI Bridge Analisis
kolom dilakukan pada pier segmen 1 dan pier segmen 2 yang masing-masing
memiliki dimensi dan susunan tulangan yang berbeda
Gambar 30 Pemodelan Pier
Pier Segmen 1
Pier
Segmen 2
42
Pier Segmen 1
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1 dimana
aksial (P) maksimum 4181749 kN yang menghasilkan M33 sebesar 920863 kN-m
dan M22 sebesar 796380 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu M33 maksimum
sebesar 1862805 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar 218102 kN- m dan aksial
(P) sebesar 4326789 kN
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1
Dari data yang telah diinputkan diperoleh diagram interaksi seperti pada
Gambar 30 Terlihat baik pada kombinasi 1 dan 2 beban masih berada di area
tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan bahwa kombinasi pembebanan
mampu ditahan oleh pier sehingga pier dikatakan aman terhadap beban yang
bekerja
Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1
43
Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2
Pier Segmen 2
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1
dimana aksial (P) maksimum 629513 kN yang menghasilkan M33 sebesar
38634 kN-m dan M22 sebesar 74265 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu
M33 maksimum sebesar 248387 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar
73617 kN-m dan aksial (P) sebesar 721377 kN
Berdasarkan data yang inputkan diperoleh diagram interaksi pier untuk pier
segmen 2 sebagai berikut
Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
10
Tabel 5 Nilai Koefisien Fa
Ss
Klasifikasi
Site SS le 025 SS = 05 SS = 075 SS = 10 SS ge 125
SA 08 08 08 08 08
SB 10 10 10 10 10
SC 12 12 11 10 10
SD 16 14 12 11 10
SE 25 17 12 09 09
SF SS
Tabel 6 Nilai Koefisien Fv
S1
Klasifikasi
Site S1 le 01 S1 = 02 S1 = 03 S1 = 04 S1 ge 05
SA 08 08 08 08 08
SB 10 10 10 10 10
SC 17 16 15 14 13
SD 24 20 18 16 15
SE 35 32 28 24 24
SF SS
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
Desain parameter akselerasi spektra dihitung menggunakan persamaan
SDS =
SMS (8)
SD1 =
SM1 (9)
Faktor
diperoleh dari hasil konversi dari gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
Pembuatan respon spektrum menggunakan persamaan berikut
Sa = SDS 04 06 T
To) untuk (10)
Sa = SDS untuk (11)
Sa = SD1
T untuk (12)
Sa = SD1TL
T2 untuk (13)
Nilai dan dihitung menggunakan persamaan
T0 = 02 SD1
SDS (14)
TS = SD1
SDS (15)
dimana TL = waktu transisi periode panjang
Sa = akselerasi spektra
SDS = desain parameter akselerasi respon spektra periode pendek
SD1 = desain parameter akselerasi respon spektra periode 1 detik
SMS = akselerasi respon spektra puncak periode pendek
SM1 = akselerasi respon spektra puncak periode 1 detik
Berdasarkan nilai Sa dan T dapat dibuat grafik respon spektrum seperti berikut
11
Gambar 4 Desain Respon Spektrum
Sumber ASCE 07-2010
Gambar 5 Peta Respon Spektra Percepatan 02 Detik (SS) di Batuan Dasar (SB)
untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun
Gambar 6 Peta Respon Spektra Percepatan 10 Detik (S1) di Batuan Dasar (SB)
untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
12
Desain dan Perhitungan Balok
Rumus-rumus yang digunakan pada analisis struktur balok mengacu pada RSNI
T-02-2005 dan RSNI T-12-2004
1 Tulangan lentur balok
Tegangan analitis batas baja prategang fps (untuk perhitungan kekuatan
batas nominal penampang beton prategang) harus diambil tidak melebihi fpy
Jika tidak tersedia perhitungan yang lebih tepat dan tegangan efektif pada
tendon fpe tidak kurang dari 05 fpu tegangan analitis batas baja prategang fps
dalam tendon yang terlekat penuh dapat diambil sebesar
fps= fpu (1- p
β1[ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) (16)
Jika pengaruh tulangan tekan diperhitungkan pada saat menghitung fps dengan
persamaan (16) maka nilai [ρp
fpu
fc
d
dp ω - ω ] harus diambil tidak kurang dari
017 dan nilai drsquo tidak lebih dari 015
Keterangan
p = faktor yang memperhitungkan jenis tendon prategang dengan nilai
055 untuk fpy
fpu ge 080
040 untuk fpy
fpu ge 085
028 untuk fpy
fpu ge 090
β1 = faktor tinggi blok tegangan tekan persegi ekuivalen beban dimana
β1 = 085 untuk fc le 30 MPa
β1 = 085 ndash 0008 (fc - 30) untuk fc ge 30 MPa (17)
Perencanaan momen lentur harus didasarkan pada
Mu le Mn (18)
Nilai Mn dihitung dengan persamaan
Mn = 08 Apsfps (d -a
2 ) As fy (d -
a
2 )+ (19)
Jarak antar tulangan dihitung menggunakan persamaan
Apsfps As fy = 085 fc ab (20)
2 Tulangan Geser Balok
Perencanaan tulangan geser harus didasarkan pada
u le n (21)
Dimana nilai adalah kuat geser nominal yang dihitung menggunakan
persamaan
n= c s (22)
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton pada struktur yang dibebani geser
dan lentur saja dapat dihitung menggunakan persamaan sebagai berikut
13
c= (radicf c
6) bwd (23)
Kuat geser yang disumbangkan oleh tulangan geser untuk tulangan geser yang
tegak lurus terhadap sumbu aksial komponen struktur dapat dihitung
menggunakan persamaan
s= Av fy d
s (24)
Kekuatan lentur dari balok beton bertulang sebagai komponen struktur jembatan
harus direncanakan dengan menggunakan cara ultimit atau cara Perencanaan
berdasarkan Beban dan Kekuatan Terfaktor (PBKT)
3 Kekuatan Puntir Balok
Kekuatan puntir balok harus didasarkan pada
Tu le Tn (25)
Dimana puntir nominal Tn bisa dihitung sebagai penjumlahan dari puntir nominal
yang disumbangkan oleh beton Tc dan puntir nominal yang disumbangkan oleh
tulangan Ts dengan rumus
Tn= Tc Ts (26)
Dimana
Tc= Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
(27)
Ts= fy (Asw
s) 2 Act cot t (28)
Persamaan tersebut digunakan dalam menghitung nilai kekuatan puntir nominal
tulangan dengan nilai t = 45o untuk beton non prategang dan t=375
o untuk
beton prategang
Untuk sengkang tertutup dapat dihitung Asw
sle 02
y1
fyf (29)
Tn=2AoAtfyv
scot (30)
Dengan dapat diambil sebesar 085
Gambar 7 Areal Aoh
14
Tulangan longitudinal tambahan yang diperlukan untuk menahan puntir dapat
dihitung menggunakan persamaan
Al= (At
s) ρ
h
fyv
fyt cot2 (31)
Desain dan Perhitungan Kolom
Pengaruh kelangsingan kolom dapat diabaikan untuk komponen struktur tekan tak
bergoyang apabila dipenuhi klu
r le 34- (12
M1
M2) (32)
Untuk komponen struktur tekan bergoyang pengaruh kelangsingan dapat
diabaikan apabila klu
r le 22 (33)
Beberapa persyaratan tulangan memanjang untuk kolom antara lain memiliki
luas tidak kurang dari 001 Ag dan tidak melebihi 008 Ag kecuali jika jumlah dan
penempatan tulangan mempersulit penempatan dan pemadatan beton pada
sambungan dan persilangan dari bagian-bagian komponen maka batas maksimal
rasio tulangan perlu dikurangi
Rasio tulangan spiral ρs tidak boleh kurang dari
ρs= 045 (
Ag
Ac-1)
f c
fy (34)
Software CSI Bridge
Computers and Structures Inc (CSI) Bridge merupakan salah satu software
yang dikembangkan oleh pihak CSI yang merupakan pelopor dalam
pengembangan software untuk analisis struktur dan gempa Tahap pemodelan
analisis dan desain dari struktur sebuah jembatan telah diintegrasikan dalam
software CSI Bridge untuk menciptakan perangkat komputer engineering yang
mendasar Dengan menggunakan CSI Bridge dapat didesain jembatan beton
maupan baja dengan cepat dan mudah Fitur parametric modeller memungkinkan
pengguna untuk membuat model jembatan sederhana hingga kompleks dan
membuat perubahan secara efisien dalam melakukan kontrol pada desain
(httpwwwcsiamericacomcsibridge)
Software PCA Col
PCAColumn (PCA Col) merupakan software yang dirancang untuk
mendesain dan memeriksa kapasitas penampang beton bertulang terhadap gaya
aksial dan momen lentur Bentuk penampang benton dapat berupa persegi empat
lingkaran hingga tidak beraturan dengan berbagai macam susunan dan pola
tulangan Selain itu efek kelangsingan kolom juga dapat diperhitungkan Dari
program tersebut dapat diperoleh diagram interaksi gaya aksial (P) dan momen
lentur (M) baik dalam sumbu uniaksial maupun biaksial dimana Mx dan My juga
dapat diplot terhadap sumbu biaksial dari kolom dan dinding geser yang tidak
beraturan (httppcacolumnsoftwareinformercom)
15
METODOLOGI
Waktu dan Tempat
Penelitian dilakukan pada bulan Februari ndash Juni 2013 yang diawali dengan
pengumpulan data Data penelitian diperoleh dari Satuan Kerja Pelaksanaan Jalan
Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A Struktur yang ditinjau adalah fly over
P106-P107 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425)
Gambar 8 Denah Lokasi Proyek yang Ditinjau
Proyek pembangunan jalan bebas hambatan Tanjung Priok merupakan
program strategis pemerintah dalam rangka meningkatkan kapasitas jaringan
transportasi kota Jakarta khususnya Jakarta Utara Proyek ini menjadi salah satu
upaya pengembangan Kawasan Strategis Nasional Tanjung Priok sebagai pusat
kegiatan ekspor-impor yang saat ini telah menempati peringkat ke-24 dunia untuk
arus peti kemas Jalan bebas hambatan yang dibangun berfungsi sebagai jalan
pintas untuk meningkatkan akses terhadap pelabuhan dan dalam jangka panjang
juga berfungsi sebagai penghubung ruas tol Jakarta Outer Ring Road (JORR)
dengan Jakarta Inter Urban Toll (JIUT)
Alat dan Bahan
Alat yang digunakan dalam penelitian ini adalah sebagai berikut
1 Komputer Intel CoreTM
Duo Processor T6600
2 Program CSI Bridge Versi 15 dan PCA Col
3 Program Microsoft Office Excel 2010
4 Program Autocad 2010
Bahan penelitian merupakan data sekunder berupa shop drawing Proyek Jalan
Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A yaitu data struktur P106-P107
16
Penggunaan shop drawing dikarenakan belum tersedianya data as built drawing
Data-data yang diperoleh meliputi
1 Denah dan gambar detail struktur fly over P106-P107 yang meliputi layout
fly over dimensi struktur jembatan serta gambar detail tendon dan tulangan
Struktur yang ditinjau memiliki kriteria desain sebagai berikut
a) Slab
Kuat tekan beton ( ) = 30 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic30 MPa = 2574296 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
b) PCU Girder
Kuat tekan beton ( ) = 40 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic40 MPa = 2972541 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Kuat tarik putus ( = 1860 MPa
Kuat leleh baja prategang ( ) = 1670 MPa
c) Pier Head
Kuat tekan beton ( ) = 35 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic40 MPa = 2780557 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Kuat tarik putus ( = 1860 MPa
Kuat leleh baja prategang ( ) = 1670 MPa
d) Pier
Tipe = Y Pier
Kuat tekan beton ( ) = 30 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic30 MPa = 2574296 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Tinggi pier ( ) = 22 m
Lebar pier ( = 35 m
Tebal pier ( ) = 45 m
e) Data soil investigation Bore Log (Lampiran 2)
2 Standar dan peraturan perencanaan sebagai berikut
RSNI T-02-2005 ldquoPembebanan untuk Jembatanrdquo
SNI 2833 2008 ldquoStandar Perencanaan Ketahanan Gempa untuk Jembatanrdquo
RSNI T-12-2004 ldquoPerencanaan Struktur Beton untuk Jembatanrdquo
SNI 03-3847-2002 ldquoTata Cara Perhitungan Struktur Beton untuk Bangunan
Gedungrdquo
17
Tahapan Penelitian
Tahapan penelitian tersaji dalam diagram alir sebagai berikut
Keterangan
1 Data sekunder merupakan shop drawing kontraktor PT Obayashi-Jaya
Konstruksi JO yang digunakan dalam penelitian ini sebagai acuan dalam
pemodelan jembatan
2 Peraturan dan standar perencanaan terkait dengan penelitian ini adalah Standar
Nasional Indonesia Peraturan pembebanan jembatan terdapat dalam RSNI T-
02-2005 Perencanaan ketahanan gempa untuk jembatan terdapat dalam SNI
2833 2008 Perencanaan struktur beton untuk jembatan terdapat dalam RSNI
T-12-2004
Mulai
Pengumpulan Data Penelitian dan Bahan Rujukan
Program CSI Bridge
Pemodelan
Struktur
Input
Pembebanan
Input
Spektrum Gempa
Gaya Dalam
Desain
Ulang
Tulangan
Selesai
Aman
Mu le Mn
u le n
Tu le Tn
Tidak
Ya
Gambar 9 Diagram Alir Penelitian
18
3 Program CSI Bridge digunakan untuk mempermudah dalam menganalisis
gaya dalam (internal force) yang bekerja akibat pembebanan Setelah
dilakukan pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum dapat
diperoleh nilai gaya dalam ultimit Analisis gaya dalam dilakukan dengan
membandingkan gaya dalam ultimit yang terjadi akibat pembebanan dengan
kapasitas nominal struktur fly over yang ditinjau
Pemodelan Struktur
a) Layout fly over
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri
dari 2 ruas jembatan kiri dan kanan dimana panjang 1 bentang (span)
sebesar 3575 m dengan jumlah bentang yang dianalisis sebanyak 3 span
Pendefinisian layout fly over pada program CSI Bridge dapat
menggunakan bridge wizard di menu Home
Gambar 10 Layout Line Struktur Fly Over
b) Material konstruksi dan penampang
Beton dengan = 30 MPa untuk slab dan pier
Beton dengan = 35 MPa untuk pier head
Beton dengan = 40 MPa untuk PCU Girder
Baja tulangan U39 dengan = 390 MPa
Baja tendon dengan fpy=1670 MPa dan fpu= 1860 MPa
19
Input material dilakukan pada menu Home-Bridge Wizard-Materials seperti pada
Gambar 12 berikut Sedangkan pemodelan penampang dilakukan pada menu
Components-Properties-Frame Properties-New-Frame Section Property Type
concrete-Precast U
Gambar 11 Input Material dan Penampang PCU Girder
Pendefinisian jumlah girder jarak antar girder dan tebal slab dilakukan pada
menu Components-Superstructure Deck Sections-New-Precast U Girder
Gambar 12 Penampang Superstruktur Jembatan
20
c) Jenis perletakan adalah tipe sendi-rol yang didefinisikan pada menu Home-
Bridge Wizards-Bearings
Gambar 13 Jenis Perletakan
d) Input pembebanan
Kombinasi pembebanan mengacu pada RSNI T-02-2005 Input
kombinasi pembebanan dilakukan pada menu DesignRating ndash Load
Combination ndash Add New Load Combination ndash Masukkan Load Case Name ndash
Load Case Type ndash Scale Factor ndash OK Contoh kombinasi pembebanan yang
telah diinputkan pada CSI Bridge terlihat pada gambar berikut
Gambar 14 Input Kombinasi Pembebanan
e) Input Respon Spektrum
Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 dibuat respon spektrum untuk
analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
21
CSI Bridge Respon spektrum diinputkan pada menu Loads ndash Functions ndash Respon
Spectrum ndash Add New Function ndash Pilih User ndash Masukkan Damping Ratio 005 ndash
Masukkan nilai Period dan Acceleration (Diperoleh dari hasil perhitungan
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010) ndash OK Pembuatan respon spektrum
gempa secara lebih rinci dijelaskan pada bab pembahasan
Gambar 15 Input Respon Spektrum Wilayah Jakarta
f) Hasil Gaya Dalam
Setelah pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum
struktur dapat dianalisis pada menu Analysis ndash Run Analysis ndash Pilih Load Case
yang ingin dianalisis ndash Run Analysis Hasil gaya dalam dapat ditampilkan pada
menu Home ndash Display ndash Show Bridge Superstructure Forces
Gambar 16 Contoh Momen Akibat Kombinasi Pembebanan
22
HASIL DAN PEMBAHASAN
Model Struktur Jembatan
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri dari 2
ruas jembatan kiri dan kanan dengan panjang total 10725 m Struktur terdiri dari
3 span dimana panjang satu span 3575 m Superstruktur jembatan ruas kiri terdiri
dari 4 girder dan ruas kanan terdiri dari 5 girder dengan tipe PCU dan memiliki
superelevasi sebesar 2 Struktur fly over tersebut ditopang oleh dua kolom cast
in site tipe Y-Pier dengan tinggi 22 m
Gambar 17 Pemodelan Struktur Fly Over
Gambar 19 Tampak Samping Struktur Fly Over
145 m 18 m
L total = 10725 m
Gambar 18 Tampak Depan Struktur Fly Over
23
Input Pembebanan
Pembebanan yang diinputkan pada program CSI Bridge mengacu pada
RSNI T-02-2005 (Tabel 40) mengenai Peraturan Pembebanan untuk Jembatan
dengan ragam kombinasi pada kondisi ultimit (Ultimate Limit States) sebagai
berikut
Tabel 7 Kombinasi Pembebanan
Nama
Kombinasi
Aksi
Permanen Aksi Transien Aksi Khusus
MS MA PS TD TT TB ET EW TTC
EQ-
X
EQ-
Y
ULS-1A 13 2 1 198 198 132
ULS-1B 13 2 1 198 198 132
ULS-1C 13 2 1 198 198 132
ULS-1D 13 2 1 198 198 132
ULS-4A 13 2 1 132 132
ULS-5A 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5B 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5C 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5D 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5E 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5F 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5G 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5H 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5I 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5J 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5K 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5L 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-5M 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5N 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5O 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5P 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-6A 13 2 1 198 198 1
ULS-6B 13 2 1 198 198 1
Keterangan
MS = Berat Sendiri
MA = Beban Mati Tambahan
PS = Pengaruh Prategang
TD = Beban Lajur ldquoDrdquo
TT = Beban Truk ldquoTrdquo
TB = Gaya Rem
ET = Beban Temperatur
EW = Beban Angin
TTC = Beban Tumbukan
EQ-X = Beban gempa dalam arah X
EQ-Y = Beban gempa dalam arah Y
24
Besarnya nilai beban-beban yang terjadi dapat dijabarkan dalam contoh
perhitungan sebagai berikut
1 Berat sendiri
PCU-Girder dan Slab
wc girder = 25 kNm3
wc slab = wc pier = 24 kNm3
Luas (A) girder = A satu girder x jumlah girder = 11915 m2 x 9 = 107235 m
2
A slab = tebal slab x lebar total jembatan = 025 m x (18 m+145 m) = 8125 m2
Berat girder = A girder x panjang total jembatan x wc girder
= 107235 m2 x 10725 m x 25 kNm
3
= 2875238 kN
Berat slab = A slab x panjang total jembatan x wc slab
= 10723 m2 x 10725 m x 24 kNm
3
= 2091375 kN
Pier
A pier segmen 1 = 2 m x 45 m = 9 m2
A pier segmen 2 = 20565 m2
Panjang pier segmen 1 = 7088 m
Panjang pier segmen 2 = 17147 m
Berat pier segmen 1 = A pier x panjang pier x wc pier
= 9 m2 x 7088 m x 24 kNm
3 = 153103 kN
Berat pier segmen 2 = A pier x panjang pier x wc pier
= 20565 m2 x 17147 m x 24 kNm
3
= 8463073 kN
Berat pier = 153103 kN + 8463073 kN = 9994103 kN
Total berat sendiri = Berat girder + slab + pier
= 2875238 kN + 2091375 kN + 9994103 kN
= 5966023 kN
2 Beban Mati Tambahan
Aspal
wc aspal = 22 kNm3
Tebal aspal = 75 cm
Perhitungan beban mati tambahan dengan menggunakan persamaan (1)
dapat dijabarkan sebagai berikut
Berat aspal = wcLA
= 22 kNm3 x 10725 m x (325 m x 0075 m)
= 5751281 kN
Parapet
wc parapet = 24 kNm3
A parapet = 0526 m2
Berat parapet = wcLA
= 24 kNm3 x 10725 m x 0526 m
2
= 1353924 kN
Total beban mati tambahan = berat aspal + parapet
= 5751281 kN + 1353924 kN
= 7105205 kN
25
3 Beban Lajur D
Beban Terbagi Rata (BTR)
Terdiri dari 7 kombinasi arah longitudinal dengan jumlah lajur
jembatan ruas kiri = 4 lajur dan jembatan ruas kanan = 5 lajur
Total kombinasi arah longitudinal
Jembatan Kiri = 7 x 4 = 28 kombinasi
Jembatan Kanan = 7 x 5 = 35 kombinasi
Terdiri dari 3 kombinasi dalam arah transversal dengan jarak dan
intensitas beban sebagai berikut
Jembatan Kiri
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 28 x 3
= 84 kombinasi
Jembatan Kanan
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 35 x 3
= 105 kombinasi
Nilai q dihitung menggunakan persamaan (3) untuk panjang 1 bentang gt 30 m
dimana panjang 1 span fly over = 3575 m
Contoh perhitungan nilai q sebagai berikut
q = 90 (05 15
3575 ) = 828 kPa
Gambar 20 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kiri
Gambar 21 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kanan
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
100 50
Keterangan
Keterangan
100 50
11 m 2 m 1 m 11 m 1 m 2 m 11 m
1375 m 275 m 1375 m 1375 m 1375 m 275 m 1375 m
26
Tabel 8 Kombinasi Beban ldquoDrdquo Arah Longitudinal Jembatan
Nama Span yang Dibebani Total Panjang
q (kNm2)
Kombinasi Span
1
Span
2
Span
3 Dibebani (m)
1 3575 828
2 3575 828
3 3575 828
4 715 639
5 715 639
6
7
715
10725
639
576
BTR diinputkan dalam bentuk beban garis sehingga nilai q (kNm2) dikalikan
lebar lajur yang dibebani (m)
Beban Garis Terpusat (BGT)
BGT diinputkan dalam bentuk beban titik pada program CSI Bridge sehingga nilai
intensitas p dikalikan dengan lebar lajur yang dibebani (m)
Beban garis = intensitas p x lebar lajur
= 49 kNm x 35 m
= 1715 kN
Dalam input BGT pada program digunakan faktor beban dinamis
senilai 14
4 Beban Truk ldquoTrdquo
Kendaraan truk yang digunakan adalah truk dengan berat 50 ton
Gambar 22 Input Beban Truk ldquoTrdquo
5 Gaya Rem
Gaya rem diinputkan sebagai beban titik dengan nilai sebagai berikut
Jembatan Kiri
Gaya rem per pier = nilai q terbesar x lebar lajur x panjang 1 span
jembatan x 5
27
= 9 kN
m2 x 145 m x 3575 m x 5
2 = 11663 kN
Jembatan Kanan
Gaya rem per pier = 9 kN
m2 x 18 m x 3575 m x 5
2 = 14479 kN
6 Pengaruh Temperatur
Gambar 23 Input Pengaruh Temperatur
7 Beban Angin
Diketahui
Cw = 125 (Tabel 3)
Vw = 35 ms (Tabel 2)
Ab = 198413 m2
Dengan menggunakan persamaan (4)
TE = 00006 Cw w 2Ab
= 00006 x 125 x 352 x 198413
= 18229 kN
TEW per pier = 18229 kN
4= 45573 kN
8 Tumbukan
100 kN
1
00
F
x
10o
Gambar 24 Proyeksi Tumbukan pada Pier Terhadap Sumbu X dan Sumbu Y
Fx
Fy
28
Tumbukan pada pier diinputkan sebagai beban titik dengan perhitungan sebagai
berikut
Fx = 100 kN x sin 100
= 17365 kN
Fy = 100 kN x cos 100
= 98481 kN
9 Beban Gempa
Pada penelitian ini analisis gempa dinamis dilakukan menggunakan grafik
respon spektrum Dalam pembuatan respon spektrum terlebih dahulu dilakukan
klasifikasi site (jenis tanah) lokasi yang ditinjau berdasarkan hasil penyelidikan
tanah (bore log) Dari data bore log dapat dihitung nilai rata-rata hasil uji
penetrasi standar (SPT) menggunakan persamaan (5) dengan hasil yang tertera
pada tabel berikut ini
Tabel 9 Perhitungan Nilai
Lapisan Kedalaman NSPT Tebal
(TebalSPT)
0 000 0 000 0000
1 330 2 330 1650
2 524 2 194 0971
3 723 2 198 0992
4 924 2 202 1009
5 1130 2 206 1028
6 1323 2 193 0963
7 1530 5 207 0415
8 1730 6 200 0333
9 1930 4 200 0500
10 2130 9 200 0222
11 2330 19 200 0105
12 2507 50 177 0035
13 2626 50 118 0024
14 2725 50 099 0020
15 2822 50 097 0019
16 2921 50 099 0020
17 3006 50 086 0017
3006 8324 3612
Diperoleh = 3612 dimana Σ Tebal Σ SPTfrasl yang menunjukkan bahwa jenis
tanah wilayah Tanjung Priok termasuk kelas situs E yaitu jenis tanah lunak
(Tabel 4) Selanjutnya dihitung nilai akselerasi respons spektra puncak untuk
periode pendek dan periode 1 detik dan desain akselerasi respon spektra
29
Gambar 25 (a) Peta Percepatan Puncak (PGA) wilayah Jakarta
(b) Peta Respon Spektra 02 detik (Ss) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
(c) Peta Respon Spektra 1 detik (S1) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
PGA (Peak Ground Acceleration) merupakan percepatan maksimum yang
menunjukkan intensitas daripada pergerakan lapisan tanah Berdasarkan Gambar 8
dapat diketahui bahwa wilayah yang ditinjau (Tanjung Priok Jakarta Utara)
memiliki nilai PGA 03 ndash 04 g Pendekatan angka menggunakan skala batas atas
dari nilai yang diketahui sehingga diambil nilai 04 g Wilayah Jakarta terdapat
pada zona dengan nilai respon spektra 02 detik probabilitas terlampaui 2 dalam
50 tahun (Ss) = 07 g dan nilai respon spektra 1 detik probabilitas terlampaui 2
dalam 50 tahun (S1 ) = 03 g Kemudian dengan interpolasi nilai Ss dan S1
menggunakan Tabel 5 amp 6 untuk tanah kelas E diperoleh nilai Fa dan Fv berturut-
turut sebesar 13 dan 28
Akselerasi respons spektra puncak periode pendek (SMS) dapat dihitung
dengan persamaan (6) sehingga SMS = 13 x 07 = 091 Akselerasi respons
spektra puncak periode 1 detik (SM1) dapat dihitung dengan persamaan (7)
sehingga SM1 = 28 x 03 = 084 Selanjutnya desain parameter akselerasi respon
spektra periode pendek dapat dihitung dengan persamaan (8) sehingga SDS =
091 = 07963 dan nilai desain parameter respon spektra periode 1 detik dapat
dihitung dengan persamaan (9) sehingga SD1 =
084 = 07350 Faktor
diperoleh dari konversi penggunaan peta gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
karena struktur yang ditinjau merupakan jembatan khusus dengan umur rencana
100 tahun Nilai Sa dihitung menggunakan persamaan 10-13 yang hasilnya
disajikan pada Tabel 10 Nilai T dan Sa diplot membentuk grafik respon spektrum
untuk analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
CSI Bridge
30
Tabel 10 Akselerasi Spektrum Gempa Wilayah Jakarta
T (det) Sa T (det) Sa
00000 03185 2 03675
01846 07963 21 03500
09231 07963 22 03341
1 07350 23 03196
11 06682 24 03063
12 06125 25 02940
13 05654 26 02827
14 05250 27 02722
15 04900 28 02625
16 04594 29 02534
17 04324 3 02450
18 04083 31 02371
19 03868 32 02297
Gambar 26 Grafik Respon Spektrum Wilayah
Jakarta Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010
Hasil Gaya Dalam (Internal Force)
a) Berat Sendiri
Kontrol perhitungan manual
Diketahui
Ag satu girder = 11915 m2
frsquoc girder = 40 MPa
wc girder = 25 kNm3
Tebal slab = 25 cm
frsquoc slab = 30 MPa
wc slab = 24 kNm3
Perhitungan
q slab = tebal slab x spasi antar girder x wc slab
= 025 m x 3567 m x 24 kNm3
= 21402 kNm
q girder = Ag girder x wc girder
= 11915 m2 x 25 kNm
3
= 29788 kNm
M girder = 1
8 q L2
= 1
8 29788 kN mfrasl 35
2 m
= 456129 kN-m
M slab = 1
8 q L2
= 1
8 21402 kN mfrasl 35
2 m
= 327718 kN-m
M girder + M slab = 456129 + 327718 = 783847 kN-m
31
Perhitungan momen secara manual dibandingkan dengan hasil yang ditampilkan
pada program CSI Bridge
Gambar 27 Hasil Momen Akibat Berat Sendiri pada Jembatan
Jembatan kiri terdapat 4 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 4 = 3135388 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min+M max = 28019386 kN-m + 7949228 kN-m
= 28814308 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
Jembatan kanan terdapat 5 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 5 = 3919235 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min + M max = 3494893 kN-m + 9915171 kN-m
= 35940447 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
b) Ultimate Limit States (ULS)
Kombinasi pembebanan yang menghasilkan gaya dalam maksimum
sepanjang jembatan adalah kombinasi ULS-5I (Tabel 7)
Gambar 28 Hasil Gaya Dalam Akibat Kombinasi Pembebanan ULS 5-I
32
c) Kontrol Lendutan
Lendutan maksimum yang diizinkan adalah L
800 =
35750 mm
800 = 4469 mm
sedangkan lendutan yang terjadi pada fly over dari program CSI Bridge
adalah 213 mm sehingga struktur dikatakan aman
Perhitungan Tendon
Dalam perhitungan tendon dan tulangan digunakan momen maksimal yang
terjadi pada penampang yang ditinjau
Tendon pada girder
Data Tendon
D tendon = 05 inchi = 127 mm = 00127 m
Ast = 987 mm2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Girder
Ag (Ax) = 11915 m2
Iz = 04204 m4
yt = 097 m
yb = 088 m
eb = 058 m
-Menghitung gaya prategang P
M berat sendiri = 801826 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 188156 kN-m
M beban hidup = 510983 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 1500965 kN-m
P2=
MybIz
-σb
1
Ax
ebybIz
P2=
150096 x 088
04204 3000
1
11915
058 x 088
04204 = 1384018 kN
Gambar 29 Deformasi yang Terjadi pada Struktur Akibat Beban Hidup
33
P1= Ast x x f u
= 00000987 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl = 110149 kN
Jumlah tendon yang diperlukan= P2
P1= 1384018 kN
110149 kN=125 tendon
Jumlah tendon eksisting = 110 tendon
Jumlah tendon hasil perhitungan yang melebihi tendon eksisting dapat disebabkan
karena perbedaan penggunaan jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo Perhitungan yang
dilakukan menggunakan semua kemungkinan kombinasi baik dalam arah
longitudinal maupun transversal jembatan (sub bab input pembebanan) Selain itu
dapat juga dikarenakan perbedaan dalam pemodelan panjang girder yang
menyebabkan terjadinya kelebihan momen
Tendon pada pier head
Data Tendon
D tendon = 06 inchi = 1524 mm = 0015 m
Ast = 1387 mm2 = 00001387 m
2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Pier Head
Ag (Ax) = 128765 m2
Iz = 6967 m4
yt = 139 m
yb = 123 m
et pada momen maksimal = 04396 m
et pada penampang kritis = 0702 m
-Menghitung P menggunakan Momen Pada Penampang Kritis (Mcr)
M berat sendiri = 41612388 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 7073499kN-m
M beban hidup = 14947156 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 63633043 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
63633043 x 139
3000
1
12875
0702 x 139
6967 = 40860556 kN
P1= Ast x x f u
= 00001387 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl =154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=
40860556 kN
154789 kN= 264 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
34
Berdasarkan jumlah tendon eksisting yang melebihi tendon yang diperlukan
dapat diasumsikan bahwa pier head tersebut tidak didesain menggunakan momen
pada penampang kritis (Mcr) Pada saat dibebani retak terjadi pada perubahan
geometri atau pada penampang kritis sehingga pada umumnya desain cukup
menggunakan Mcr yang nilainya lebih kecil daripada momen maksimal
-Menghitung P menggunakan Momen Maksimal (Mmax)
M berat sendiri = 57265256 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 8941951kN-m
M beban hidup = 20374506 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 86581713 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
865817123 x 139
6967 3000
1
12875
x 139
6967 = 86320521 kN
P1= 154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=86320521 kN
154789 kN= 558 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
Dengan menggunakan momen maksimum yang terjadi pada pier head hasil
perhitungan jumlah tendon yang diperlukan mendekati jumlah tendon eksisting
sehingga dapat diasumsikan struktur tersebut didesain menggunakan momen
maksimum Penggunaan momen maksimum yang terjadi menyebabkan
penambahan jumlah tendon dalam desain
Jumlah tendon eksisting Jumlah tendon yang diperlukan OK
Perhitungan Tulangan
Slab
-Tulangan Lentur Positif
Momen di lapangan Mu pada slab = 10333 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d = ndash drsquo= 250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
10333
08=12916 kN-m
Faktor tahanan momen = Mnx10
6
bd2 =
12916 x106
1000 x 2102= 2929
35
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2929
085 x 30 = 00079
ρmin
= 25 x 14
fy= 25 x
14
390= 0000897
Digunakan = 00079 sehingga
As= ρ b d = 00079 x 1000 mm x 210 mm = 167983 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 167983 mm2
= 1687 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
-Tulangan Lentur Negatif
Momen di tumpuan Mu pada slab = 9504 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d ndash drsquo=250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
9504
08=1188 kN-m
Faktor tahanan momen Rn=Mnx10
6
bd2 =
1188 x106
1000 x 2102= 2694
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2694
085 x 30 = 00073
ρmin
= 25 x 14
fy=25 x
14
390= 0000897
Digunakan ρ = 00073 sehingga
As= ρ b d = 00073 x 1000 mm x 210 mm =153652 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
36
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 153652 mm2
= 18443 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
- Tulangan Geser
Gaya geser Vu pada slab = 35306 kN
Kuat geser nominal yang disumbangkan oleh slab
c=
(
radicf
rsquoc
6
)
bwd =(radic30
6) 1000 x 210 = 19170289 kN
Vc = 06 x = 11502174 kN
u c tidak dibutuhkan tulangan geser
Girder
-Tulangan Lentur
Mu = 24895989 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 13 mm dengan jumlah 8 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 8 =
1
4 314 13
2 x 8 = 106132 mm2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan
(16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fcrsquo
d
dp ω- ωrsquo ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
10857 mm2
fps = 1860 (1 04
077 [00091
1860
40 2050
1800 (00414 00335 ])
= 18599 MPa
Menghitung lebar efektif Be
Diketahui tebal slab ho = 25 cm
Lebar efektif diambil nilai terkecil dari L
4 =
3575 m
4= 894 m
Jarak antar girder s = 3567 m
12 = 12 x 025 = 3 m Diambil Be = 3 m
Eslab = 2574296 MPa
Egirder = 2972541 MPa
n = Eslab
Egirder
= 2574296 MPa
2972541 MPa= 087
Sehingga Be = n x 3 m = 087 x 3 m = 261 m = 2610 mm
37
h = h girder + h slab = 250 + 1850 = 2100 mm
tebal selimut beton drsquo = 50 mm
d = h ndash drsquo
= 2100 mm ndash 50 mm = 2050 mm
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
Aps fps As fy = 085 fcrsquoab
10857 mm2
x 18599 MPa+106132 mm2 x 390 MPa = 085 x 40 MPa x a x
2610 mm
a = 23223 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16)
dengan nilai = 08 adalah sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d-a
2) As fy (d-
a
2)+
= 08 x 10857 mm2 x 18599 MPa (2050 mm-
23223 mm
2) +
106132 mm2
x 390 MPa (2050 mm-23223 mm
2)
= 31242337 kN-m + 640371 kN-m
= 31882709 kN-m
Mn = 31882709 kN-m gt Mu = 24720615 kN-m (OK memenuhi syarat)
Cara yang telah dijabarkan diatas merupakan cara mendesain kekuatan
lentur balok prategang dengan pendekatan trial and error diameter tulangan dan
jumlah tulangan dalam Nawy (2001) Dengan menggunakan pendekatan tersebut
terlebih dahulu dilakukan pemeriksaan terhadap tulangan eksisting menggunakan
data sekunder Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa kapasitas momen
nominal yang disumbangkan oleh tendon Mn tendon lebih besar daripada
momen ultimit yang terjadi Mu akibat pembebanan sehingga momen cukup
ditahan oleh tendon (tidak dibutuhkan tulangan lentur) Tulangan eksisting yang
digunakan merupakan tulangan susut yang berfungsi mencegah terjadinya retak
pada beton
tulangan susut = 00018 x luas penampang girder Ag
= 00018 x 11915 m2
= 00021447 m
2
Digunakan D-13 sehingga = 21447 mm2
1
4 d
2=
21447 m2
1
4 13
2= 16 lt n eksisting = 40
Menurut SNI 03-2847-2002 tentang Tata Cara Perhitungan Struktur Beton
untuk Bangunan Gedung jumlah tulangan susut dan suhu harus dipasang dengan
jarak tidak lebih dari lima kali tebal plat atau 450 mm Jarak maksimum antara
tulangan susut eksisting = 330 mm (lt 450 mm) sehingga tulangan tersebut dari
segi jumlah dan jarak antar tulangan memenuhi syarat
-Tulangan Geser
Girder di tumpuan
Ag = 2682500 mm2
h = 1850 mm
d = h-drsquo= 1850 mm ndash 50 mm = 1800 mm
bw = 1000 mm
38
Gaya geser di tumpuan = 300256 kN dan gaya aksial = 420053 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 420053
14 x 2682500 mm2 ) (
radic40
6) 1000 mm x 1800 mm
= 2109587 kN
c = 06 x 2109587 kN = 1265752 kN u = n
= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit
yang terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (300256 kN ndash (06 x 2109587 kN))06 = 2894674 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av = 2894674 x 103
390 MPa x 1800 mm
mm
= 515433 mm2
Digunakan D-22 sehingga n= Av
1
4 D2
= mm2
1
4 22
2=136 2 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 7 OK
Girder di lapangan
Ag = 1191500 mm2
h = 1850 mm
tulangan utama dan tulangan geser = D 13
d = h - drsquo- 13 - 05 x 13 = 17805 mm
= 1850 ndash 50 ndash 13 ndash (05 x 13) = 17805 mm
bw = 600 mm
Gaya geser di lapangan =193044 kN dan gaya aksial = 274113 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 274113
14 x 1191500 mm2 ) (
radic40
6) 600 mm x 17805 mm
= 1311133 kN
c= 06 x 1311133 kN = 78668 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang
terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
39
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (193044 kN ndash (06 x 1311133 kN))06 = 1906273 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av= 1906273 kN x 10
3
390 MPa x 17805 mm
150 mm
= 411784 mm2
Digunakan D-13 sehingga n= Av
1
4 D2
= 411784 mm2
1
4 13
2= 3103 4 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 4 OK
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 5215433 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Girder dianggap sebagai penampang berongga dinding tipis sehingga besar
modulus puntir = 2 Ambw dimana adalah girder
Jt = 2 x 1191500 mm2 x 2610 mm
= 6219630000 mm3
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 6219630000 (03 radic )radic1 10 1034
= 190101E+11 N-mm = 19010103 kN-m
Tc = 06 x 19010103 kN-m = 11406062 kN-m
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa nilai lebih besar dari sehingga
beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan torsi)
Pier Head
-Tulangan Lentur
Mu = 93134113 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 19 mm dengan jumlah 32 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 25=
1
4 314 x19
2 x 32 = 906832 mm
2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan (16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
Aps = 79059 mm2
fps = 1860 (1 04
081 [00061
1860
35 2520
1670 (00131 00196 ])
588537 MPa
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
40
Aps fps As fy= 085 fc ab
79059 mm2 x 588537 MPa + 906832mm
2 x 390 MPa = 085 x 35 MPa x a x
4500 mm
a = 373974 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16) dengan nilai
= 08 dapat dijabarkan sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d -a
2) As fy (d -
a
2)+
= 08 x 79059 mm2 x 588537 MPa (2520 mm-
373974 mm
2) +
906832 mm2 x 390 MPa (2520 mm-
373974 mm
2)
= 86842499 kN-m + 66008303 kN-m
= 108290509 kN-m
Mn = 93443330 kN-m gt Mu = 93134113 kN-m (OK memenuhi syarat)
-Tulangan Geser
Ag = 12876500 mm2
h = 2620 mm
d = h - d = 2620 mm ndash 100 mm = 2520 mm
= 4500 mm
Gaya geser u di tumpuan = 2011783 kN dan gaya aksial = 241249 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicf c
6) bwd
= (1 241249 kN
14 x 12876500 mm2 ) (
radic35
6) 4500 mm x 2520 mm
= 1118154 kN
c = 06 x 1118154 kN = 6708924 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa tahanan geser yang disumbangkan
oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang terjadi
sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (2011783 kN ndash 6708924 kN)06 = 1676113 kN
s = Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan
Av= s
fy x d
s
Av= 1676113 kN x 10
3
390 MPa x 2520 mm
125 mm
= 2131808 mm2
Digunakan D-16 sehingga n= Av
1
4 D2
= 2131808 mm2
1
4 16
2=106 11 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 8-D16 dan 2-D25 OK
41
Selisih jumlah tulangan D-16 antara hasil perhitungan dengan eksisting sebanyak
3 tulangan telah ditutupi dengan penggunaan 2 tulangan D-25 pada eksisting
sehingga tulangan tersebut dikatakan memenuhi syarat
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 1617885 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Untuk penampang segiempat masif modulus puntir Jt= 04x2y
Jt = 04 x 45002 mm x 2620 mm
= 21222 x 106 Nmm = 21222 kN-m
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 21222 x 106 Nmm (03 radic35 MPa)radic1
10 x 1034 MPa
35
= 6485 x 1011
N-mm = 648487513 kN-m
Tc= 06 x 648487513 kN-m = 389092507 kN-m
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa nilai Tc lebih besar dari Tu
sehingga beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan
torsi)
Pemeriksaan Kolom
Struktur kolom tidak hanya menerima beban aksial vertikal tetapi juga
momen lentur sehingga analisis kolom diperhitungkan untuk menyangga beban
aksial desak dengan eksentrisitas tertentu (Nasution 2009) Pada penelitian ini
analisis kolom dilakukan menggunakan program PCA Col untuk memeriksa
kapasitas tulangan eksisting terhadap beban yang bekerja pada struktur Beban
aksial dan momen yang diinputkan diperoleh dari program CSI Bridge Analisis
kolom dilakukan pada pier segmen 1 dan pier segmen 2 yang masing-masing
memiliki dimensi dan susunan tulangan yang berbeda
Gambar 30 Pemodelan Pier
Pier Segmen 1
Pier
Segmen 2
42
Pier Segmen 1
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1 dimana
aksial (P) maksimum 4181749 kN yang menghasilkan M33 sebesar 920863 kN-m
dan M22 sebesar 796380 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu M33 maksimum
sebesar 1862805 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar 218102 kN- m dan aksial
(P) sebesar 4326789 kN
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1
Dari data yang telah diinputkan diperoleh diagram interaksi seperti pada
Gambar 30 Terlihat baik pada kombinasi 1 dan 2 beban masih berada di area
tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan bahwa kombinasi pembebanan
mampu ditahan oleh pier sehingga pier dikatakan aman terhadap beban yang
bekerja
Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1
43
Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2
Pier Segmen 2
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1
dimana aksial (P) maksimum 629513 kN yang menghasilkan M33 sebesar
38634 kN-m dan M22 sebesar 74265 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu
M33 maksimum sebesar 248387 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar
73617 kN-m dan aksial (P) sebesar 721377 kN
Berdasarkan data yang inputkan diperoleh diagram interaksi pier untuk pier
segmen 2 sebagai berikut
Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
11
Gambar 4 Desain Respon Spektrum
Sumber ASCE 07-2010
Gambar 5 Peta Respon Spektra Percepatan 02 Detik (SS) di Batuan Dasar (SB)
untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun
Gambar 6 Peta Respon Spektra Percepatan 10 Detik (S1) di Batuan Dasar (SB)
untuk Probabilitas Terlampaui 2 dalam 5 Tahun
Sumber Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
12
Desain dan Perhitungan Balok
Rumus-rumus yang digunakan pada analisis struktur balok mengacu pada RSNI
T-02-2005 dan RSNI T-12-2004
1 Tulangan lentur balok
Tegangan analitis batas baja prategang fps (untuk perhitungan kekuatan
batas nominal penampang beton prategang) harus diambil tidak melebihi fpy
Jika tidak tersedia perhitungan yang lebih tepat dan tegangan efektif pada
tendon fpe tidak kurang dari 05 fpu tegangan analitis batas baja prategang fps
dalam tendon yang terlekat penuh dapat diambil sebesar
fps= fpu (1- p
β1[ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) (16)
Jika pengaruh tulangan tekan diperhitungkan pada saat menghitung fps dengan
persamaan (16) maka nilai [ρp
fpu
fc
d
dp ω - ω ] harus diambil tidak kurang dari
017 dan nilai drsquo tidak lebih dari 015
Keterangan
p = faktor yang memperhitungkan jenis tendon prategang dengan nilai
055 untuk fpy
fpu ge 080
040 untuk fpy
fpu ge 085
028 untuk fpy
fpu ge 090
β1 = faktor tinggi blok tegangan tekan persegi ekuivalen beban dimana
β1 = 085 untuk fc le 30 MPa
β1 = 085 ndash 0008 (fc - 30) untuk fc ge 30 MPa (17)
Perencanaan momen lentur harus didasarkan pada
Mu le Mn (18)
Nilai Mn dihitung dengan persamaan
Mn = 08 Apsfps (d -a
2 ) As fy (d -
a
2 )+ (19)
Jarak antar tulangan dihitung menggunakan persamaan
Apsfps As fy = 085 fc ab (20)
2 Tulangan Geser Balok
Perencanaan tulangan geser harus didasarkan pada
u le n (21)
Dimana nilai adalah kuat geser nominal yang dihitung menggunakan
persamaan
n= c s (22)
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton pada struktur yang dibebani geser
dan lentur saja dapat dihitung menggunakan persamaan sebagai berikut
13
c= (radicf c
6) bwd (23)
Kuat geser yang disumbangkan oleh tulangan geser untuk tulangan geser yang
tegak lurus terhadap sumbu aksial komponen struktur dapat dihitung
menggunakan persamaan
s= Av fy d
s (24)
Kekuatan lentur dari balok beton bertulang sebagai komponen struktur jembatan
harus direncanakan dengan menggunakan cara ultimit atau cara Perencanaan
berdasarkan Beban dan Kekuatan Terfaktor (PBKT)
3 Kekuatan Puntir Balok
Kekuatan puntir balok harus didasarkan pada
Tu le Tn (25)
Dimana puntir nominal Tn bisa dihitung sebagai penjumlahan dari puntir nominal
yang disumbangkan oleh beton Tc dan puntir nominal yang disumbangkan oleh
tulangan Ts dengan rumus
Tn= Tc Ts (26)
Dimana
Tc= Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
(27)
Ts= fy (Asw
s) 2 Act cot t (28)
Persamaan tersebut digunakan dalam menghitung nilai kekuatan puntir nominal
tulangan dengan nilai t = 45o untuk beton non prategang dan t=375
o untuk
beton prategang
Untuk sengkang tertutup dapat dihitung Asw
sle 02
y1
fyf (29)
Tn=2AoAtfyv
scot (30)
Dengan dapat diambil sebesar 085
Gambar 7 Areal Aoh
14
Tulangan longitudinal tambahan yang diperlukan untuk menahan puntir dapat
dihitung menggunakan persamaan
Al= (At
s) ρ
h
fyv
fyt cot2 (31)
Desain dan Perhitungan Kolom
Pengaruh kelangsingan kolom dapat diabaikan untuk komponen struktur tekan tak
bergoyang apabila dipenuhi klu
r le 34- (12
M1
M2) (32)
Untuk komponen struktur tekan bergoyang pengaruh kelangsingan dapat
diabaikan apabila klu
r le 22 (33)
Beberapa persyaratan tulangan memanjang untuk kolom antara lain memiliki
luas tidak kurang dari 001 Ag dan tidak melebihi 008 Ag kecuali jika jumlah dan
penempatan tulangan mempersulit penempatan dan pemadatan beton pada
sambungan dan persilangan dari bagian-bagian komponen maka batas maksimal
rasio tulangan perlu dikurangi
Rasio tulangan spiral ρs tidak boleh kurang dari
ρs= 045 (
Ag
Ac-1)
f c
fy (34)
Software CSI Bridge
Computers and Structures Inc (CSI) Bridge merupakan salah satu software
yang dikembangkan oleh pihak CSI yang merupakan pelopor dalam
pengembangan software untuk analisis struktur dan gempa Tahap pemodelan
analisis dan desain dari struktur sebuah jembatan telah diintegrasikan dalam
software CSI Bridge untuk menciptakan perangkat komputer engineering yang
mendasar Dengan menggunakan CSI Bridge dapat didesain jembatan beton
maupan baja dengan cepat dan mudah Fitur parametric modeller memungkinkan
pengguna untuk membuat model jembatan sederhana hingga kompleks dan
membuat perubahan secara efisien dalam melakukan kontrol pada desain
(httpwwwcsiamericacomcsibridge)
Software PCA Col
PCAColumn (PCA Col) merupakan software yang dirancang untuk
mendesain dan memeriksa kapasitas penampang beton bertulang terhadap gaya
aksial dan momen lentur Bentuk penampang benton dapat berupa persegi empat
lingkaran hingga tidak beraturan dengan berbagai macam susunan dan pola
tulangan Selain itu efek kelangsingan kolom juga dapat diperhitungkan Dari
program tersebut dapat diperoleh diagram interaksi gaya aksial (P) dan momen
lentur (M) baik dalam sumbu uniaksial maupun biaksial dimana Mx dan My juga
dapat diplot terhadap sumbu biaksial dari kolom dan dinding geser yang tidak
beraturan (httppcacolumnsoftwareinformercom)
15
METODOLOGI
Waktu dan Tempat
Penelitian dilakukan pada bulan Februari ndash Juni 2013 yang diawali dengan
pengumpulan data Data penelitian diperoleh dari Satuan Kerja Pelaksanaan Jalan
Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A Struktur yang ditinjau adalah fly over
P106-P107 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425)
Gambar 8 Denah Lokasi Proyek yang Ditinjau
Proyek pembangunan jalan bebas hambatan Tanjung Priok merupakan
program strategis pemerintah dalam rangka meningkatkan kapasitas jaringan
transportasi kota Jakarta khususnya Jakarta Utara Proyek ini menjadi salah satu
upaya pengembangan Kawasan Strategis Nasional Tanjung Priok sebagai pusat
kegiatan ekspor-impor yang saat ini telah menempati peringkat ke-24 dunia untuk
arus peti kemas Jalan bebas hambatan yang dibangun berfungsi sebagai jalan
pintas untuk meningkatkan akses terhadap pelabuhan dan dalam jangka panjang
juga berfungsi sebagai penghubung ruas tol Jakarta Outer Ring Road (JORR)
dengan Jakarta Inter Urban Toll (JIUT)
Alat dan Bahan
Alat yang digunakan dalam penelitian ini adalah sebagai berikut
1 Komputer Intel CoreTM
Duo Processor T6600
2 Program CSI Bridge Versi 15 dan PCA Col
3 Program Microsoft Office Excel 2010
4 Program Autocad 2010
Bahan penelitian merupakan data sekunder berupa shop drawing Proyek Jalan
Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A yaitu data struktur P106-P107
16
Penggunaan shop drawing dikarenakan belum tersedianya data as built drawing
Data-data yang diperoleh meliputi
1 Denah dan gambar detail struktur fly over P106-P107 yang meliputi layout
fly over dimensi struktur jembatan serta gambar detail tendon dan tulangan
Struktur yang ditinjau memiliki kriteria desain sebagai berikut
a) Slab
Kuat tekan beton ( ) = 30 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic30 MPa = 2574296 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
b) PCU Girder
Kuat tekan beton ( ) = 40 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic40 MPa = 2972541 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Kuat tarik putus ( = 1860 MPa
Kuat leleh baja prategang ( ) = 1670 MPa
c) Pier Head
Kuat tekan beton ( ) = 35 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic40 MPa = 2780557 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Kuat tarik putus ( = 1860 MPa
Kuat leleh baja prategang ( ) = 1670 MPa
d) Pier
Tipe = Y Pier
Kuat tekan beton ( ) = 30 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic30 MPa = 2574296 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Tinggi pier ( ) = 22 m
Lebar pier ( = 35 m
Tebal pier ( ) = 45 m
e) Data soil investigation Bore Log (Lampiran 2)
2 Standar dan peraturan perencanaan sebagai berikut
RSNI T-02-2005 ldquoPembebanan untuk Jembatanrdquo
SNI 2833 2008 ldquoStandar Perencanaan Ketahanan Gempa untuk Jembatanrdquo
RSNI T-12-2004 ldquoPerencanaan Struktur Beton untuk Jembatanrdquo
SNI 03-3847-2002 ldquoTata Cara Perhitungan Struktur Beton untuk Bangunan
Gedungrdquo
17
Tahapan Penelitian
Tahapan penelitian tersaji dalam diagram alir sebagai berikut
Keterangan
1 Data sekunder merupakan shop drawing kontraktor PT Obayashi-Jaya
Konstruksi JO yang digunakan dalam penelitian ini sebagai acuan dalam
pemodelan jembatan
2 Peraturan dan standar perencanaan terkait dengan penelitian ini adalah Standar
Nasional Indonesia Peraturan pembebanan jembatan terdapat dalam RSNI T-
02-2005 Perencanaan ketahanan gempa untuk jembatan terdapat dalam SNI
2833 2008 Perencanaan struktur beton untuk jembatan terdapat dalam RSNI
T-12-2004
Mulai
Pengumpulan Data Penelitian dan Bahan Rujukan
Program CSI Bridge
Pemodelan
Struktur
Input
Pembebanan
Input
Spektrum Gempa
Gaya Dalam
Desain
Ulang
Tulangan
Selesai
Aman
Mu le Mn
u le n
Tu le Tn
Tidak
Ya
Gambar 9 Diagram Alir Penelitian
18
3 Program CSI Bridge digunakan untuk mempermudah dalam menganalisis
gaya dalam (internal force) yang bekerja akibat pembebanan Setelah
dilakukan pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum dapat
diperoleh nilai gaya dalam ultimit Analisis gaya dalam dilakukan dengan
membandingkan gaya dalam ultimit yang terjadi akibat pembebanan dengan
kapasitas nominal struktur fly over yang ditinjau
Pemodelan Struktur
a) Layout fly over
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri
dari 2 ruas jembatan kiri dan kanan dimana panjang 1 bentang (span)
sebesar 3575 m dengan jumlah bentang yang dianalisis sebanyak 3 span
Pendefinisian layout fly over pada program CSI Bridge dapat
menggunakan bridge wizard di menu Home
Gambar 10 Layout Line Struktur Fly Over
b) Material konstruksi dan penampang
Beton dengan = 30 MPa untuk slab dan pier
Beton dengan = 35 MPa untuk pier head
Beton dengan = 40 MPa untuk PCU Girder
Baja tulangan U39 dengan = 390 MPa
Baja tendon dengan fpy=1670 MPa dan fpu= 1860 MPa
19
Input material dilakukan pada menu Home-Bridge Wizard-Materials seperti pada
Gambar 12 berikut Sedangkan pemodelan penampang dilakukan pada menu
Components-Properties-Frame Properties-New-Frame Section Property Type
concrete-Precast U
Gambar 11 Input Material dan Penampang PCU Girder
Pendefinisian jumlah girder jarak antar girder dan tebal slab dilakukan pada
menu Components-Superstructure Deck Sections-New-Precast U Girder
Gambar 12 Penampang Superstruktur Jembatan
20
c) Jenis perletakan adalah tipe sendi-rol yang didefinisikan pada menu Home-
Bridge Wizards-Bearings
Gambar 13 Jenis Perletakan
d) Input pembebanan
Kombinasi pembebanan mengacu pada RSNI T-02-2005 Input
kombinasi pembebanan dilakukan pada menu DesignRating ndash Load
Combination ndash Add New Load Combination ndash Masukkan Load Case Name ndash
Load Case Type ndash Scale Factor ndash OK Contoh kombinasi pembebanan yang
telah diinputkan pada CSI Bridge terlihat pada gambar berikut
Gambar 14 Input Kombinasi Pembebanan
e) Input Respon Spektrum
Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 dibuat respon spektrum untuk
analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
21
CSI Bridge Respon spektrum diinputkan pada menu Loads ndash Functions ndash Respon
Spectrum ndash Add New Function ndash Pilih User ndash Masukkan Damping Ratio 005 ndash
Masukkan nilai Period dan Acceleration (Diperoleh dari hasil perhitungan
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010) ndash OK Pembuatan respon spektrum
gempa secara lebih rinci dijelaskan pada bab pembahasan
Gambar 15 Input Respon Spektrum Wilayah Jakarta
f) Hasil Gaya Dalam
Setelah pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum
struktur dapat dianalisis pada menu Analysis ndash Run Analysis ndash Pilih Load Case
yang ingin dianalisis ndash Run Analysis Hasil gaya dalam dapat ditampilkan pada
menu Home ndash Display ndash Show Bridge Superstructure Forces
Gambar 16 Contoh Momen Akibat Kombinasi Pembebanan
22
HASIL DAN PEMBAHASAN
Model Struktur Jembatan
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri dari 2
ruas jembatan kiri dan kanan dengan panjang total 10725 m Struktur terdiri dari
3 span dimana panjang satu span 3575 m Superstruktur jembatan ruas kiri terdiri
dari 4 girder dan ruas kanan terdiri dari 5 girder dengan tipe PCU dan memiliki
superelevasi sebesar 2 Struktur fly over tersebut ditopang oleh dua kolom cast
in site tipe Y-Pier dengan tinggi 22 m
Gambar 17 Pemodelan Struktur Fly Over
Gambar 19 Tampak Samping Struktur Fly Over
145 m 18 m
L total = 10725 m
Gambar 18 Tampak Depan Struktur Fly Over
23
Input Pembebanan
Pembebanan yang diinputkan pada program CSI Bridge mengacu pada
RSNI T-02-2005 (Tabel 40) mengenai Peraturan Pembebanan untuk Jembatan
dengan ragam kombinasi pada kondisi ultimit (Ultimate Limit States) sebagai
berikut
Tabel 7 Kombinasi Pembebanan
Nama
Kombinasi
Aksi
Permanen Aksi Transien Aksi Khusus
MS MA PS TD TT TB ET EW TTC
EQ-
X
EQ-
Y
ULS-1A 13 2 1 198 198 132
ULS-1B 13 2 1 198 198 132
ULS-1C 13 2 1 198 198 132
ULS-1D 13 2 1 198 198 132
ULS-4A 13 2 1 132 132
ULS-5A 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5B 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5C 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5D 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5E 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5F 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5G 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5H 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5I 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5J 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5K 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5L 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-5M 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5N 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5O 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5P 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-6A 13 2 1 198 198 1
ULS-6B 13 2 1 198 198 1
Keterangan
MS = Berat Sendiri
MA = Beban Mati Tambahan
PS = Pengaruh Prategang
TD = Beban Lajur ldquoDrdquo
TT = Beban Truk ldquoTrdquo
TB = Gaya Rem
ET = Beban Temperatur
EW = Beban Angin
TTC = Beban Tumbukan
EQ-X = Beban gempa dalam arah X
EQ-Y = Beban gempa dalam arah Y
24
Besarnya nilai beban-beban yang terjadi dapat dijabarkan dalam contoh
perhitungan sebagai berikut
1 Berat sendiri
PCU-Girder dan Slab
wc girder = 25 kNm3
wc slab = wc pier = 24 kNm3
Luas (A) girder = A satu girder x jumlah girder = 11915 m2 x 9 = 107235 m
2
A slab = tebal slab x lebar total jembatan = 025 m x (18 m+145 m) = 8125 m2
Berat girder = A girder x panjang total jembatan x wc girder
= 107235 m2 x 10725 m x 25 kNm
3
= 2875238 kN
Berat slab = A slab x panjang total jembatan x wc slab
= 10723 m2 x 10725 m x 24 kNm
3
= 2091375 kN
Pier
A pier segmen 1 = 2 m x 45 m = 9 m2
A pier segmen 2 = 20565 m2
Panjang pier segmen 1 = 7088 m
Panjang pier segmen 2 = 17147 m
Berat pier segmen 1 = A pier x panjang pier x wc pier
= 9 m2 x 7088 m x 24 kNm
3 = 153103 kN
Berat pier segmen 2 = A pier x panjang pier x wc pier
= 20565 m2 x 17147 m x 24 kNm
3
= 8463073 kN
Berat pier = 153103 kN + 8463073 kN = 9994103 kN
Total berat sendiri = Berat girder + slab + pier
= 2875238 kN + 2091375 kN + 9994103 kN
= 5966023 kN
2 Beban Mati Tambahan
Aspal
wc aspal = 22 kNm3
Tebal aspal = 75 cm
Perhitungan beban mati tambahan dengan menggunakan persamaan (1)
dapat dijabarkan sebagai berikut
Berat aspal = wcLA
= 22 kNm3 x 10725 m x (325 m x 0075 m)
= 5751281 kN
Parapet
wc parapet = 24 kNm3
A parapet = 0526 m2
Berat parapet = wcLA
= 24 kNm3 x 10725 m x 0526 m
2
= 1353924 kN
Total beban mati tambahan = berat aspal + parapet
= 5751281 kN + 1353924 kN
= 7105205 kN
25
3 Beban Lajur D
Beban Terbagi Rata (BTR)
Terdiri dari 7 kombinasi arah longitudinal dengan jumlah lajur
jembatan ruas kiri = 4 lajur dan jembatan ruas kanan = 5 lajur
Total kombinasi arah longitudinal
Jembatan Kiri = 7 x 4 = 28 kombinasi
Jembatan Kanan = 7 x 5 = 35 kombinasi
Terdiri dari 3 kombinasi dalam arah transversal dengan jarak dan
intensitas beban sebagai berikut
Jembatan Kiri
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 28 x 3
= 84 kombinasi
Jembatan Kanan
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 35 x 3
= 105 kombinasi
Nilai q dihitung menggunakan persamaan (3) untuk panjang 1 bentang gt 30 m
dimana panjang 1 span fly over = 3575 m
Contoh perhitungan nilai q sebagai berikut
q = 90 (05 15
3575 ) = 828 kPa
Gambar 20 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kiri
Gambar 21 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kanan
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
100 50
Keterangan
Keterangan
100 50
11 m 2 m 1 m 11 m 1 m 2 m 11 m
1375 m 275 m 1375 m 1375 m 1375 m 275 m 1375 m
26
Tabel 8 Kombinasi Beban ldquoDrdquo Arah Longitudinal Jembatan
Nama Span yang Dibebani Total Panjang
q (kNm2)
Kombinasi Span
1
Span
2
Span
3 Dibebani (m)
1 3575 828
2 3575 828
3 3575 828
4 715 639
5 715 639
6
7
715
10725
639
576
BTR diinputkan dalam bentuk beban garis sehingga nilai q (kNm2) dikalikan
lebar lajur yang dibebani (m)
Beban Garis Terpusat (BGT)
BGT diinputkan dalam bentuk beban titik pada program CSI Bridge sehingga nilai
intensitas p dikalikan dengan lebar lajur yang dibebani (m)
Beban garis = intensitas p x lebar lajur
= 49 kNm x 35 m
= 1715 kN
Dalam input BGT pada program digunakan faktor beban dinamis
senilai 14
4 Beban Truk ldquoTrdquo
Kendaraan truk yang digunakan adalah truk dengan berat 50 ton
Gambar 22 Input Beban Truk ldquoTrdquo
5 Gaya Rem
Gaya rem diinputkan sebagai beban titik dengan nilai sebagai berikut
Jembatan Kiri
Gaya rem per pier = nilai q terbesar x lebar lajur x panjang 1 span
jembatan x 5
27
= 9 kN
m2 x 145 m x 3575 m x 5
2 = 11663 kN
Jembatan Kanan
Gaya rem per pier = 9 kN
m2 x 18 m x 3575 m x 5
2 = 14479 kN
6 Pengaruh Temperatur
Gambar 23 Input Pengaruh Temperatur
7 Beban Angin
Diketahui
Cw = 125 (Tabel 3)
Vw = 35 ms (Tabel 2)
Ab = 198413 m2
Dengan menggunakan persamaan (4)
TE = 00006 Cw w 2Ab
= 00006 x 125 x 352 x 198413
= 18229 kN
TEW per pier = 18229 kN
4= 45573 kN
8 Tumbukan
100 kN
1
00
F
x
10o
Gambar 24 Proyeksi Tumbukan pada Pier Terhadap Sumbu X dan Sumbu Y
Fx
Fy
28
Tumbukan pada pier diinputkan sebagai beban titik dengan perhitungan sebagai
berikut
Fx = 100 kN x sin 100
= 17365 kN
Fy = 100 kN x cos 100
= 98481 kN
9 Beban Gempa
Pada penelitian ini analisis gempa dinamis dilakukan menggunakan grafik
respon spektrum Dalam pembuatan respon spektrum terlebih dahulu dilakukan
klasifikasi site (jenis tanah) lokasi yang ditinjau berdasarkan hasil penyelidikan
tanah (bore log) Dari data bore log dapat dihitung nilai rata-rata hasil uji
penetrasi standar (SPT) menggunakan persamaan (5) dengan hasil yang tertera
pada tabel berikut ini
Tabel 9 Perhitungan Nilai
Lapisan Kedalaman NSPT Tebal
(TebalSPT)
0 000 0 000 0000
1 330 2 330 1650
2 524 2 194 0971
3 723 2 198 0992
4 924 2 202 1009
5 1130 2 206 1028
6 1323 2 193 0963
7 1530 5 207 0415
8 1730 6 200 0333
9 1930 4 200 0500
10 2130 9 200 0222
11 2330 19 200 0105
12 2507 50 177 0035
13 2626 50 118 0024
14 2725 50 099 0020
15 2822 50 097 0019
16 2921 50 099 0020
17 3006 50 086 0017
3006 8324 3612
Diperoleh = 3612 dimana Σ Tebal Σ SPTfrasl yang menunjukkan bahwa jenis
tanah wilayah Tanjung Priok termasuk kelas situs E yaitu jenis tanah lunak
(Tabel 4) Selanjutnya dihitung nilai akselerasi respons spektra puncak untuk
periode pendek dan periode 1 detik dan desain akselerasi respon spektra
29
Gambar 25 (a) Peta Percepatan Puncak (PGA) wilayah Jakarta
(b) Peta Respon Spektra 02 detik (Ss) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
(c) Peta Respon Spektra 1 detik (S1) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
PGA (Peak Ground Acceleration) merupakan percepatan maksimum yang
menunjukkan intensitas daripada pergerakan lapisan tanah Berdasarkan Gambar 8
dapat diketahui bahwa wilayah yang ditinjau (Tanjung Priok Jakarta Utara)
memiliki nilai PGA 03 ndash 04 g Pendekatan angka menggunakan skala batas atas
dari nilai yang diketahui sehingga diambil nilai 04 g Wilayah Jakarta terdapat
pada zona dengan nilai respon spektra 02 detik probabilitas terlampaui 2 dalam
50 tahun (Ss) = 07 g dan nilai respon spektra 1 detik probabilitas terlampaui 2
dalam 50 tahun (S1 ) = 03 g Kemudian dengan interpolasi nilai Ss dan S1
menggunakan Tabel 5 amp 6 untuk tanah kelas E diperoleh nilai Fa dan Fv berturut-
turut sebesar 13 dan 28
Akselerasi respons spektra puncak periode pendek (SMS) dapat dihitung
dengan persamaan (6) sehingga SMS = 13 x 07 = 091 Akselerasi respons
spektra puncak periode 1 detik (SM1) dapat dihitung dengan persamaan (7)
sehingga SM1 = 28 x 03 = 084 Selanjutnya desain parameter akselerasi respon
spektra periode pendek dapat dihitung dengan persamaan (8) sehingga SDS =
091 = 07963 dan nilai desain parameter respon spektra periode 1 detik dapat
dihitung dengan persamaan (9) sehingga SD1 =
084 = 07350 Faktor
diperoleh dari konversi penggunaan peta gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
karena struktur yang ditinjau merupakan jembatan khusus dengan umur rencana
100 tahun Nilai Sa dihitung menggunakan persamaan 10-13 yang hasilnya
disajikan pada Tabel 10 Nilai T dan Sa diplot membentuk grafik respon spektrum
untuk analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
CSI Bridge
30
Tabel 10 Akselerasi Spektrum Gempa Wilayah Jakarta
T (det) Sa T (det) Sa
00000 03185 2 03675
01846 07963 21 03500
09231 07963 22 03341
1 07350 23 03196
11 06682 24 03063
12 06125 25 02940
13 05654 26 02827
14 05250 27 02722
15 04900 28 02625
16 04594 29 02534
17 04324 3 02450
18 04083 31 02371
19 03868 32 02297
Gambar 26 Grafik Respon Spektrum Wilayah
Jakarta Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010
Hasil Gaya Dalam (Internal Force)
a) Berat Sendiri
Kontrol perhitungan manual
Diketahui
Ag satu girder = 11915 m2
frsquoc girder = 40 MPa
wc girder = 25 kNm3
Tebal slab = 25 cm
frsquoc slab = 30 MPa
wc slab = 24 kNm3
Perhitungan
q slab = tebal slab x spasi antar girder x wc slab
= 025 m x 3567 m x 24 kNm3
= 21402 kNm
q girder = Ag girder x wc girder
= 11915 m2 x 25 kNm
3
= 29788 kNm
M girder = 1
8 q L2
= 1
8 29788 kN mfrasl 35
2 m
= 456129 kN-m
M slab = 1
8 q L2
= 1
8 21402 kN mfrasl 35
2 m
= 327718 kN-m
M girder + M slab = 456129 + 327718 = 783847 kN-m
31
Perhitungan momen secara manual dibandingkan dengan hasil yang ditampilkan
pada program CSI Bridge
Gambar 27 Hasil Momen Akibat Berat Sendiri pada Jembatan
Jembatan kiri terdapat 4 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 4 = 3135388 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min+M max = 28019386 kN-m + 7949228 kN-m
= 28814308 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
Jembatan kanan terdapat 5 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 5 = 3919235 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min + M max = 3494893 kN-m + 9915171 kN-m
= 35940447 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
b) Ultimate Limit States (ULS)
Kombinasi pembebanan yang menghasilkan gaya dalam maksimum
sepanjang jembatan adalah kombinasi ULS-5I (Tabel 7)
Gambar 28 Hasil Gaya Dalam Akibat Kombinasi Pembebanan ULS 5-I
32
c) Kontrol Lendutan
Lendutan maksimum yang diizinkan adalah L
800 =
35750 mm
800 = 4469 mm
sedangkan lendutan yang terjadi pada fly over dari program CSI Bridge
adalah 213 mm sehingga struktur dikatakan aman
Perhitungan Tendon
Dalam perhitungan tendon dan tulangan digunakan momen maksimal yang
terjadi pada penampang yang ditinjau
Tendon pada girder
Data Tendon
D tendon = 05 inchi = 127 mm = 00127 m
Ast = 987 mm2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Girder
Ag (Ax) = 11915 m2
Iz = 04204 m4
yt = 097 m
yb = 088 m
eb = 058 m
-Menghitung gaya prategang P
M berat sendiri = 801826 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 188156 kN-m
M beban hidup = 510983 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 1500965 kN-m
P2=
MybIz
-σb
1
Ax
ebybIz
P2=
150096 x 088
04204 3000
1
11915
058 x 088
04204 = 1384018 kN
Gambar 29 Deformasi yang Terjadi pada Struktur Akibat Beban Hidup
33
P1= Ast x x f u
= 00000987 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl = 110149 kN
Jumlah tendon yang diperlukan= P2
P1= 1384018 kN
110149 kN=125 tendon
Jumlah tendon eksisting = 110 tendon
Jumlah tendon hasil perhitungan yang melebihi tendon eksisting dapat disebabkan
karena perbedaan penggunaan jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo Perhitungan yang
dilakukan menggunakan semua kemungkinan kombinasi baik dalam arah
longitudinal maupun transversal jembatan (sub bab input pembebanan) Selain itu
dapat juga dikarenakan perbedaan dalam pemodelan panjang girder yang
menyebabkan terjadinya kelebihan momen
Tendon pada pier head
Data Tendon
D tendon = 06 inchi = 1524 mm = 0015 m
Ast = 1387 mm2 = 00001387 m
2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Pier Head
Ag (Ax) = 128765 m2
Iz = 6967 m4
yt = 139 m
yb = 123 m
et pada momen maksimal = 04396 m
et pada penampang kritis = 0702 m
-Menghitung P menggunakan Momen Pada Penampang Kritis (Mcr)
M berat sendiri = 41612388 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 7073499kN-m
M beban hidup = 14947156 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 63633043 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
63633043 x 139
3000
1
12875
0702 x 139
6967 = 40860556 kN
P1= Ast x x f u
= 00001387 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl =154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=
40860556 kN
154789 kN= 264 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
34
Berdasarkan jumlah tendon eksisting yang melebihi tendon yang diperlukan
dapat diasumsikan bahwa pier head tersebut tidak didesain menggunakan momen
pada penampang kritis (Mcr) Pada saat dibebani retak terjadi pada perubahan
geometri atau pada penampang kritis sehingga pada umumnya desain cukup
menggunakan Mcr yang nilainya lebih kecil daripada momen maksimal
-Menghitung P menggunakan Momen Maksimal (Mmax)
M berat sendiri = 57265256 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 8941951kN-m
M beban hidup = 20374506 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 86581713 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
865817123 x 139
6967 3000
1
12875
x 139
6967 = 86320521 kN
P1= 154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=86320521 kN
154789 kN= 558 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
Dengan menggunakan momen maksimum yang terjadi pada pier head hasil
perhitungan jumlah tendon yang diperlukan mendekati jumlah tendon eksisting
sehingga dapat diasumsikan struktur tersebut didesain menggunakan momen
maksimum Penggunaan momen maksimum yang terjadi menyebabkan
penambahan jumlah tendon dalam desain
Jumlah tendon eksisting Jumlah tendon yang diperlukan OK
Perhitungan Tulangan
Slab
-Tulangan Lentur Positif
Momen di lapangan Mu pada slab = 10333 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d = ndash drsquo= 250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
10333
08=12916 kN-m
Faktor tahanan momen = Mnx10
6
bd2 =
12916 x106
1000 x 2102= 2929
35
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2929
085 x 30 = 00079
ρmin
= 25 x 14
fy= 25 x
14
390= 0000897
Digunakan = 00079 sehingga
As= ρ b d = 00079 x 1000 mm x 210 mm = 167983 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 167983 mm2
= 1687 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
-Tulangan Lentur Negatif
Momen di tumpuan Mu pada slab = 9504 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d ndash drsquo=250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
9504
08=1188 kN-m
Faktor tahanan momen Rn=Mnx10
6
bd2 =
1188 x106
1000 x 2102= 2694
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2694
085 x 30 = 00073
ρmin
= 25 x 14
fy=25 x
14
390= 0000897
Digunakan ρ = 00073 sehingga
As= ρ b d = 00073 x 1000 mm x 210 mm =153652 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
36
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 153652 mm2
= 18443 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
- Tulangan Geser
Gaya geser Vu pada slab = 35306 kN
Kuat geser nominal yang disumbangkan oleh slab
c=
(
radicf
rsquoc
6
)
bwd =(radic30
6) 1000 x 210 = 19170289 kN
Vc = 06 x = 11502174 kN
u c tidak dibutuhkan tulangan geser
Girder
-Tulangan Lentur
Mu = 24895989 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 13 mm dengan jumlah 8 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 8 =
1
4 314 13
2 x 8 = 106132 mm2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan
(16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fcrsquo
d
dp ω- ωrsquo ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
10857 mm2
fps = 1860 (1 04
077 [00091
1860
40 2050
1800 (00414 00335 ])
= 18599 MPa
Menghitung lebar efektif Be
Diketahui tebal slab ho = 25 cm
Lebar efektif diambil nilai terkecil dari L
4 =
3575 m
4= 894 m
Jarak antar girder s = 3567 m
12 = 12 x 025 = 3 m Diambil Be = 3 m
Eslab = 2574296 MPa
Egirder = 2972541 MPa
n = Eslab
Egirder
= 2574296 MPa
2972541 MPa= 087
Sehingga Be = n x 3 m = 087 x 3 m = 261 m = 2610 mm
37
h = h girder + h slab = 250 + 1850 = 2100 mm
tebal selimut beton drsquo = 50 mm
d = h ndash drsquo
= 2100 mm ndash 50 mm = 2050 mm
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
Aps fps As fy = 085 fcrsquoab
10857 mm2
x 18599 MPa+106132 mm2 x 390 MPa = 085 x 40 MPa x a x
2610 mm
a = 23223 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16)
dengan nilai = 08 adalah sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d-a
2) As fy (d-
a
2)+
= 08 x 10857 mm2 x 18599 MPa (2050 mm-
23223 mm
2) +
106132 mm2
x 390 MPa (2050 mm-23223 mm
2)
= 31242337 kN-m + 640371 kN-m
= 31882709 kN-m
Mn = 31882709 kN-m gt Mu = 24720615 kN-m (OK memenuhi syarat)
Cara yang telah dijabarkan diatas merupakan cara mendesain kekuatan
lentur balok prategang dengan pendekatan trial and error diameter tulangan dan
jumlah tulangan dalam Nawy (2001) Dengan menggunakan pendekatan tersebut
terlebih dahulu dilakukan pemeriksaan terhadap tulangan eksisting menggunakan
data sekunder Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa kapasitas momen
nominal yang disumbangkan oleh tendon Mn tendon lebih besar daripada
momen ultimit yang terjadi Mu akibat pembebanan sehingga momen cukup
ditahan oleh tendon (tidak dibutuhkan tulangan lentur) Tulangan eksisting yang
digunakan merupakan tulangan susut yang berfungsi mencegah terjadinya retak
pada beton
tulangan susut = 00018 x luas penampang girder Ag
= 00018 x 11915 m2
= 00021447 m
2
Digunakan D-13 sehingga = 21447 mm2
1
4 d
2=
21447 m2
1
4 13
2= 16 lt n eksisting = 40
Menurut SNI 03-2847-2002 tentang Tata Cara Perhitungan Struktur Beton
untuk Bangunan Gedung jumlah tulangan susut dan suhu harus dipasang dengan
jarak tidak lebih dari lima kali tebal plat atau 450 mm Jarak maksimum antara
tulangan susut eksisting = 330 mm (lt 450 mm) sehingga tulangan tersebut dari
segi jumlah dan jarak antar tulangan memenuhi syarat
-Tulangan Geser
Girder di tumpuan
Ag = 2682500 mm2
h = 1850 mm
d = h-drsquo= 1850 mm ndash 50 mm = 1800 mm
bw = 1000 mm
38
Gaya geser di tumpuan = 300256 kN dan gaya aksial = 420053 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 420053
14 x 2682500 mm2 ) (
radic40
6) 1000 mm x 1800 mm
= 2109587 kN
c = 06 x 2109587 kN = 1265752 kN u = n
= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit
yang terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (300256 kN ndash (06 x 2109587 kN))06 = 2894674 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av = 2894674 x 103
390 MPa x 1800 mm
mm
= 515433 mm2
Digunakan D-22 sehingga n= Av
1
4 D2
= mm2
1
4 22
2=136 2 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 7 OK
Girder di lapangan
Ag = 1191500 mm2
h = 1850 mm
tulangan utama dan tulangan geser = D 13
d = h - drsquo- 13 - 05 x 13 = 17805 mm
= 1850 ndash 50 ndash 13 ndash (05 x 13) = 17805 mm
bw = 600 mm
Gaya geser di lapangan =193044 kN dan gaya aksial = 274113 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 274113
14 x 1191500 mm2 ) (
radic40
6) 600 mm x 17805 mm
= 1311133 kN
c= 06 x 1311133 kN = 78668 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang
terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
39
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (193044 kN ndash (06 x 1311133 kN))06 = 1906273 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av= 1906273 kN x 10
3
390 MPa x 17805 mm
150 mm
= 411784 mm2
Digunakan D-13 sehingga n= Av
1
4 D2
= 411784 mm2
1
4 13
2= 3103 4 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 4 OK
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 5215433 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Girder dianggap sebagai penampang berongga dinding tipis sehingga besar
modulus puntir = 2 Ambw dimana adalah girder
Jt = 2 x 1191500 mm2 x 2610 mm
= 6219630000 mm3
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 6219630000 (03 radic )radic1 10 1034
= 190101E+11 N-mm = 19010103 kN-m
Tc = 06 x 19010103 kN-m = 11406062 kN-m
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa nilai lebih besar dari sehingga
beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan torsi)
Pier Head
-Tulangan Lentur
Mu = 93134113 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 19 mm dengan jumlah 32 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 25=
1
4 314 x19
2 x 32 = 906832 mm
2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan (16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
Aps = 79059 mm2
fps = 1860 (1 04
081 [00061
1860
35 2520
1670 (00131 00196 ])
588537 MPa
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
40
Aps fps As fy= 085 fc ab
79059 mm2 x 588537 MPa + 906832mm
2 x 390 MPa = 085 x 35 MPa x a x
4500 mm
a = 373974 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16) dengan nilai
= 08 dapat dijabarkan sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d -a
2) As fy (d -
a
2)+
= 08 x 79059 mm2 x 588537 MPa (2520 mm-
373974 mm
2) +
906832 mm2 x 390 MPa (2520 mm-
373974 mm
2)
= 86842499 kN-m + 66008303 kN-m
= 108290509 kN-m
Mn = 93443330 kN-m gt Mu = 93134113 kN-m (OK memenuhi syarat)
-Tulangan Geser
Ag = 12876500 mm2
h = 2620 mm
d = h - d = 2620 mm ndash 100 mm = 2520 mm
= 4500 mm
Gaya geser u di tumpuan = 2011783 kN dan gaya aksial = 241249 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicf c
6) bwd
= (1 241249 kN
14 x 12876500 mm2 ) (
radic35
6) 4500 mm x 2520 mm
= 1118154 kN
c = 06 x 1118154 kN = 6708924 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa tahanan geser yang disumbangkan
oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang terjadi
sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (2011783 kN ndash 6708924 kN)06 = 1676113 kN
s = Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan
Av= s
fy x d
s
Av= 1676113 kN x 10
3
390 MPa x 2520 mm
125 mm
= 2131808 mm2
Digunakan D-16 sehingga n= Av
1
4 D2
= 2131808 mm2
1
4 16
2=106 11 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 8-D16 dan 2-D25 OK
41
Selisih jumlah tulangan D-16 antara hasil perhitungan dengan eksisting sebanyak
3 tulangan telah ditutupi dengan penggunaan 2 tulangan D-25 pada eksisting
sehingga tulangan tersebut dikatakan memenuhi syarat
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 1617885 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Untuk penampang segiempat masif modulus puntir Jt= 04x2y
Jt = 04 x 45002 mm x 2620 mm
= 21222 x 106 Nmm = 21222 kN-m
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 21222 x 106 Nmm (03 radic35 MPa)radic1
10 x 1034 MPa
35
= 6485 x 1011
N-mm = 648487513 kN-m
Tc= 06 x 648487513 kN-m = 389092507 kN-m
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa nilai Tc lebih besar dari Tu
sehingga beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan
torsi)
Pemeriksaan Kolom
Struktur kolom tidak hanya menerima beban aksial vertikal tetapi juga
momen lentur sehingga analisis kolom diperhitungkan untuk menyangga beban
aksial desak dengan eksentrisitas tertentu (Nasution 2009) Pada penelitian ini
analisis kolom dilakukan menggunakan program PCA Col untuk memeriksa
kapasitas tulangan eksisting terhadap beban yang bekerja pada struktur Beban
aksial dan momen yang diinputkan diperoleh dari program CSI Bridge Analisis
kolom dilakukan pada pier segmen 1 dan pier segmen 2 yang masing-masing
memiliki dimensi dan susunan tulangan yang berbeda
Gambar 30 Pemodelan Pier
Pier Segmen 1
Pier
Segmen 2
42
Pier Segmen 1
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1 dimana
aksial (P) maksimum 4181749 kN yang menghasilkan M33 sebesar 920863 kN-m
dan M22 sebesar 796380 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu M33 maksimum
sebesar 1862805 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar 218102 kN- m dan aksial
(P) sebesar 4326789 kN
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1
Dari data yang telah diinputkan diperoleh diagram interaksi seperti pada
Gambar 30 Terlihat baik pada kombinasi 1 dan 2 beban masih berada di area
tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan bahwa kombinasi pembebanan
mampu ditahan oleh pier sehingga pier dikatakan aman terhadap beban yang
bekerja
Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1
43
Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2
Pier Segmen 2
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1
dimana aksial (P) maksimum 629513 kN yang menghasilkan M33 sebesar
38634 kN-m dan M22 sebesar 74265 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu
M33 maksimum sebesar 248387 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar
73617 kN-m dan aksial (P) sebesar 721377 kN
Berdasarkan data yang inputkan diperoleh diagram interaksi pier untuk pier
segmen 2 sebagai berikut
Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
12
Desain dan Perhitungan Balok
Rumus-rumus yang digunakan pada analisis struktur balok mengacu pada RSNI
T-02-2005 dan RSNI T-12-2004
1 Tulangan lentur balok
Tegangan analitis batas baja prategang fps (untuk perhitungan kekuatan
batas nominal penampang beton prategang) harus diambil tidak melebihi fpy
Jika tidak tersedia perhitungan yang lebih tepat dan tegangan efektif pada
tendon fpe tidak kurang dari 05 fpu tegangan analitis batas baja prategang fps
dalam tendon yang terlekat penuh dapat diambil sebesar
fps= fpu (1- p
β1[ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) (16)
Jika pengaruh tulangan tekan diperhitungkan pada saat menghitung fps dengan
persamaan (16) maka nilai [ρp
fpu
fc
d
dp ω - ω ] harus diambil tidak kurang dari
017 dan nilai drsquo tidak lebih dari 015
Keterangan
p = faktor yang memperhitungkan jenis tendon prategang dengan nilai
055 untuk fpy
fpu ge 080
040 untuk fpy
fpu ge 085
028 untuk fpy
fpu ge 090
β1 = faktor tinggi blok tegangan tekan persegi ekuivalen beban dimana
β1 = 085 untuk fc le 30 MPa
β1 = 085 ndash 0008 (fc - 30) untuk fc ge 30 MPa (17)
Perencanaan momen lentur harus didasarkan pada
Mu le Mn (18)
Nilai Mn dihitung dengan persamaan
Mn = 08 Apsfps (d -a
2 ) As fy (d -
a
2 )+ (19)
Jarak antar tulangan dihitung menggunakan persamaan
Apsfps As fy = 085 fc ab (20)
2 Tulangan Geser Balok
Perencanaan tulangan geser harus didasarkan pada
u le n (21)
Dimana nilai adalah kuat geser nominal yang dihitung menggunakan
persamaan
n= c s (22)
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton pada struktur yang dibebani geser
dan lentur saja dapat dihitung menggunakan persamaan sebagai berikut
13
c= (radicf c
6) bwd (23)
Kuat geser yang disumbangkan oleh tulangan geser untuk tulangan geser yang
tegak lurus terhadap sumbu aksial komponen struktur dapat dihitung
menggunakan persamaan
s= Av fy d
s (24)
Kekuatan lentur dari balok beton bertulang sebagai komponen struktur jembatan
harus direncanakan dengan menggunakan cara ultimit atau cara Perencanaan
berdasarkan Beban dan Kekuatan Terfaktor (PBKT)
3 Kekuatan Puntir Balok
Kekuatan puntir balok harus didasarkan pada
Tu le Tn (25)
Dimana puntir nominal Tn bisa dihitung sebagai penjumlahan dari puntir nominal
yang disumbangkan oleh beton Tc dan puntir nominal yang disumbangkan oleh
tulangan Ts dengan rumus
Tn= Tc Ts (26)
Dimana
Tc= Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
(27)
Ts= fy (Asw
s) 2 Act cot t (28)
Persamaan tersebut digunakan dalam menghitung nilai kekuatan puntir nominal
tulangan dengan nilai t = 45o untuk beton non prategang dan t=375
o untuk
beton prategang
Untuk sengkang tertutup dapat dihitung Asw
sle 02
y1
fyf (29)
Tn=2AoAtfyv
scot (30)
Dengan dapat diambil sebesar 085
Gambar 7 Areal Aoh
14
Tulangan longitudinal tambahan yang diperlukan untuk menahan puntir dapat
dihitung menggunakan persamaan
Al= (At
s) ρ
h
fyv
fyt cot2 (31)
Desain dan Perhitungan Kolom
Pengaruh kelangsingan kolom dapat diabaikan untuk komponen struktur tekan tak
bergoyang apabila dipenuhi klu
r le 34- (12
M1
M2) (32)
Untuk komponen struktur tekan bergoyang pengaruh kelangsingan dapat
diabaikan apabila klu
r le 22 (33)
Beberapa persyaratan tulangan memanjang untuk kolom antara lain memiliki
luas tidak kurang dari 001 Ag dan tidak melebihi 008 Ag kecuali jika jumlah dan
penempatan tulangan mempersulit penempatan dan pemadatan beton pada
sambungan dan persilangan dari bagian-bagian komponen maka batas maksimal
rasio tulangan perlu dikurangi
Rasio tulangan spiral ρs tidak boleh kurang dari
ρs= 045 (
Ag
Ac-1)
f c
fy (34)
Software CSI Bridge
Computers and Structures Inc (CSI) Bridge merupakan salah satu software
yang dikembangkan oleh pihak CSI yang merupakan pelopor dalam
pengembangan software untuk analisis struktur dan gempa Tahap pemodelan
analisis dan desain dari struktur sebuah jembatan telah diintegrasikan dalam
software CSI Bridge untuk menciptakan perangkat komputer engineering yang
mendasar Dengan menggunakan CSI Bridge dapat didesain jembatan beton
maupan baja dengan cepat dan mudah Fitur parametric modeller memungkinkan
pengguna untuk membuat model jembatan sederhana hingga kompleks dan
membuat perubahan secara efisien dalam melakukan kontrol pada desain
(httpwwwcsiamericacomcsibridge)
Software PCA Col
PCAColumn (PCA Col) merupakan software yang dirancang untuk
mendesain dan memeriksa kapasitas penampang beton bertulang terhadap gaya
aksial dan momen lentur Bentuk penampang benton dapat berupa persegi empat
lingkaran hingga tidak beraturan dengan berbagai macam susunan dan pola
tulangan Selain itu efek kelangsingan kolom juga dapat diperhitungkan Dari
program tersebut dapat diperoleh diagram interaksi gaya aksial (P) dan momen
lentur (M) baik dalam sumbu uniaksial maupun biaksial dimana Mx dan My juga
dapat diplot terhadap sumbu biaksial dari kolom dan dinding geser yang tidak
beraturan (httppcacolumnsoftwareinformercom)
15
METODOLOGI
Waktu dan Tempat
Penelitian dilakukan pada bulan Februari ndash Juni 2013 yang diawali dengan
pengumpulan data Data penelitian diperoleh dari Satuan Kerja Pelaksanaan Jalan
Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A Struktur yang ditinjau adalah fly over
P106-P107 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425)
Gambar 8 Denah Lokasi Proyek yang Ditinjau
Proyek pembangunan jalan bebas hambatan Tanjung Priok merupakan
program strategis pemerintah dalam rangka meningkatkan kapasitas jaringan
transportasi kota Jakarta khususnya Jakarta Utara Proyek ini menjadi salah satu
upaya pengembangan Kawasan Strategis Nasional Tanjung Priok sebagai pusat
kegiatan ekspor-impor yang saat ini telah menempati peringkat ke-24 dunia untuk
arus peti kemas Jalan bebas hambatan yang dibangun berfungsi sebagai jalan
pintas untuk meningkatkan akses terhadap pelabuhan dan dalam jangka panjang
juga berfungsi sebagai penghubung ruas tol Jakarta Outer Ring Road (JORR)
dengan Jakarta Inter Urban Toll (JIUT)
Alat dan Bahan
Alat yang digunakan dalam penelitian ini adalah sebagai berikut
1 Komputer Intel CoreTM
Duo Processor T6600
2 Program CSI Bridge Versi 15 dan PCA Col
3 Program Microsoft Office Excel 2010
4 Program Autocad 2010
Bahan penelitian merupakan data sekunder berupa shop drawing Proyek Jalan
Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A yaitu data struktur P106-P107
16
Penggunaan shop drawing dikarenakan belum tersedianya data as built drawing
Data-data yang diperoleh meliputi
1 Denah dan gambar detail struktur fly over P106-P107 yang meliputi layout
fly over dimensi struktur jembatan serta gambar detail tendon dan tulangan
Struktur yang ditinjau memiliki kriteria desain sebagai berikut
a) Slab
Kuat tekan beton ( ) = 30 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic30 MPa = 2574296 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
b) PCU Girder
Kuat tekan beton ( ) = 40 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic40 MPa = 2972541 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Kuat tarik putus ( = 1860 MPa
Kuat leleh baja prategang ( ) = 1670 MPa
c) Pier Head
Kuat tekan beton ( ) = 35 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic40 MPa = 2780557 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Kuat tarik putus ( = 1860 MPa
Kuat leleh baja prategang ( ) = 1670 MPa
d) Pier
Tipe = Y Pier
Kuat tekan beton ( ) = 30 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic30 MPa = 2574296 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Tinggi pier ( ) = 22 m
Lebar pier ( = 35 m
Tebal pier ( ) = 45 m
e) Data soil investigation Bore Log (Lampiran 2)
2 Standar dan peraturan perencanaan sebagai berikut
RSNI T-02-2005 ldquoPembebanan untuk Jembatanrdquo
SNI 2833 2008 ldquoStandar Perencanaan Ketahanan Gempa untuk Jembatanrdquo
RSNI T-12-2004 ldquoPerencanaan Struktur Beton untuk Jembatanrdquo
SNI 03-3847-2002 ldquoTata Cara Perhitungan Struktur Beton untuk Bangunan
Gedungrdquo
17
Tahapan Penelitian
Tahapan penelitian tersaji dalam diagram alir sebagai berikut
Keterangan
1 Data sekunder merupakan shop drawing kontraktor PT Obayashi-Jaya
Konstruksi JO yang digunakan dalam penelitian ini sebagai acuan dalam
pemodelan jembatan
2 Peraturan dan standar perencanaan terkait dengan penelitian ini adalah Standar
Nasional Indonesia Peraturan pembebanan jembatan terdapat dalam RSNI T-
02-2005 Perencanaan ketahanan gempa untuk jembatan terdapat dalam SNI
2833 2008 Perencanaan struktur beton untuk jembatan terdapat dalam RSNI
T-12-2004
Mulai
Pengumpulan Data Penelitian dan Bahan Rujukan
Program CSI Bridge
Pemodelan
Struktur
Input
Pembebanan
Input
Spektrum Gempa
Gaya Dalam
Desain
Ulang
Tulangan
Selesai
Aman
Mu le Mn
u le n
Tu le Tn
Tidak
Ya
Gambar 9 Diagram Alir Penelitian
18
3 Program CSI Bridge digunakan untuk mempermudah dalam menganalisis
gaya dalam (internal force) yang bekerja akibat pembebanan Setelah
dilakukan pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum dapat
diperoleh nilai gaya dalam ultimit Analisis gaya dalam dilakukan dengan
membandingkan gaya dalam ultimit yang terjadi akibat pembebanan dengan
kapasitas nominal struktur fly over yang ditinjau
Pemodelan Struktur
a) Layout fly over
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri
dari 2 ruas jembatan kiri dan kanan dimana panjang 1 bentang (span)
sebesar 3575 m dengan jumlah bentang yang dianalisis sebanyak 3 span
Pendefinisian layout fly over pada program CSI Bridge dapat
menggunakan bridge wizard di menu Home
Gambar 10 Layout Line Struktur Fly Over
b) Material konstruksi dan penampang
Beton dengan = 30 MPa untuk slab dan pier
Beton dengan = 35 MPa untuk pier head
Beton dengan = 40 MPa untuk PCU Girder
Baja tulangan U39 dengan = 390 MPa
Baja tendon dengan fpy=1670 MPa dan fpu= 1860 MPa
19
Input material dilakukan pada menu Home-Bridge Wizard-Materials seperti pada
Gambar 12 berikut Sedangkan pemodelan penampang dilakukan pada menu
Components-Properties-Frame Properties-New-Frame Section Property Type
concrete-Precast U
Gambar 11 Input Material dan Penampang PCU Girder
Pendefinisian jumlah girder jarak antar girder dan tebal slab dilakukan pada
menu Components-Superstructure Deck Sections-New-Precast U Girder
Gambar 12 Penampang Superstruktur Jembatan
20
c) Jenis perletakan adalah tipe sendi-rol yang didefinisikan pada menu Home-
Bridge Wizards-Bearings
Gambar 13 Jenis Perletakan
d) Input pembebanan
Kombinasi pembebanan mengacu pada RSNI T-02-2005 Input
kombinasi pembebanan dilakukan pada menu DesignRating ndash Load
Combination ndash Add New Load Combination ndash Masukkan Load Case Name ndash
Load Case Type ndash Scale Factor ndash OK Contoh kombinasi pembebanan yang
telah diinputkan pada CSI Bridge terlihat pada gambar berikut
Gambar 14 Input Kombinasi Pembebanan
e) Input Respon Spektrum
Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 dibuat respon spektrum untuk
analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
21
CSI Bridge Respon spektrum diinputkan pada menu Loads ndash Functions ndash Respon
Spectrum ndash Add New Function ndash Pilih User ndash Masukkan Damping Ratio 005 ndash
Masukkan nilai Period dan Acceleration (Diperoleh dari hasil perhitungan
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010) ndash OK Pembuatan respon spektrum
gempa secara lebih rinci dijelaskan pada bab pembahasan
Gambar 15 Input Respon Spektrum Wilayah Jakarta
f) Hasil Gaya Dalam
Setelah pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum
struktur dapat dianalisis pada menu Analysis ndash Run Analysis ndash Pilih Load Case
yang ingin dianalisis ndash Run Analysis Hasil gaya dalam dapat ditampilkan pada
menu Home ndash Display ndash Show Bridge Superstructure Forces
Gambar 16 Contoh Momen Akibat Kombinasi Pembebanan
22
HASIL DAN PEMBAHASAN
Model Struktur Jembatan
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri dari 2
ruas jembatan kiri dan kanan dengan panjang total 10725 m Struktur terdiri dari
3 span dimana panjang satu span 3575 m Superstruktur jembatan ruas kiri terdiri
dari 4 girder dan ruas kanan terdiri dari 5 girder dengan tipe PCU dan memiliki
superelevasi sebesar 2 Struktur fly over tersebut ditopang oleh dua kolom cast
in site tipe Y-Pier dengan tinggi 22 m
Gambar 17 Pemodelan Struktur Fly Over
Gambar 19 Tampak Samping Struktur Fly Over
145 m 18 m
L total = 10725 m
Gambar 18 Tampak Depan Struktur Fly Over
23
Input Pembebanan
Pembebanan yang diinputkan pada program CSI Bridge mengacu pada
RSNI T-02-2005 (Tabel 40) mengenai Peraturan Pembebanan untuk Jembatan
dengan ragam kombinasi pada kondisi ultimit (Ultimate Limit States) sebagai
berikut
Tabel 7 Kombinasi Pembebanan
Nama
Kombinasi
Aksi
Permanen Aksi Transien Aksi Khusus
MS MA PS TD TT TB ET EW TTC
EQ-
X
EQ-
Y
ULS-1A 13 2 1 198 198 132
ULS-1B 13 2 1 198 198 132
ULS-1C 13 2 1 198 198 132
ULS-1D 13 2 1 198 198 132
ULS-4A 13 2 1 132 132
ULS-5A 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5B 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5C 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5D 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5E 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5F 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5G 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5H 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5I 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5J 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5K 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5L 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-5M 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5N 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5O 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5P 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-6A 13 2 1 198 198 1
ULS-6B 13 2 1 198 198 1
Keterangan
MS = Berat Sendiri
MA = Beban Mati Tambahan
PS = Pengaruh Prategang
TD = Beban Lajur ldquoDrdquo
TT = Beban Truk ldquoTrdquo
TB = Gaya Rem
ET = Beban Temperatur
EW = Beban Angin
TTC = Beban Tumbukan
EQ-X = Beban gempa dalam arah X
EQ-Y = Beban gempa dalam arah Y
24
Besarnya nilai beban-beban yang terjadi dapat dijabarkan dalam contoh
perhitungan sebagai berikut
1 Berat sendiri
PCU-Girder dan Slab
wc girder = 25 kNm3
wc slab = wc pier = 24 kNm3
Luas (A) girder = A satu girder x jumlah girder = 11915 m2 x 9 = 107235 m
2
A slab = tebal slab x lebar total jembatan = 025 m x (18 m+145 m) = 8125 m2
Berat girder = A girder x panjang total jembatan x wc girder
= 107235 m2 x 10725 m x 25 kNm
3
= 2875238 kN
Berat slab = A slab x panjang total jembatan x wc slab
= 10723 m2 x 10725 m x 24 kNm
3
= 2091375 kN
Pier
A pier segmen 1 = 2 m x 45 m = 9 m2
A pier segmen 2 = 20565 m2
Panjang pier segmen 1 = 7088 m
Panjang pier segmen 2 = 17147 m
Berat pier segmen 1 = A pier x panjang pier x wc pier
= 9 m2 x 7088 m x 24 kNm
3 = 153103 kN
Berat pier segmen 2 = A pier x panjang pier x wc pier
= 20565 m2 x 17147 m x 24 kNm
3
= 8463073 kN
Berat pier = 153103 kN + 8463073 kN = 9994103 kN
Total berat sendiri = Berat girder + slab + pier
= 2875238 kN + 2091375 kN + 9994103 kN
= 5966023 kN
2 Beban Mati Tambahan
Aspal
wc aspal = 22 kNm3
Tebal aspal = 75 cm
Perhitungan beban mati tambahan dengan menggunakan persamaan (1)
dapat dijabarkan sebagai berikut
Berat aspal = wcLA
= 22 kNm3 x 10725 m x (325 m x 0075 m)
= 5751281 kN
Parapet
wc parapet = 24 kNm3
A parapet = 0526 m2
Berat parapet = wcLA
= 24 kNm3 x 10725 m x 0526 m
2
= 1353924 kN
Total beban mati tambahan = berat aspal + parapet
= 5751281 kN + 1353924 kN
= 7105205 kN
25
3 Beban Lajur D
Beban Terbagi Rata (BTR)
Terdiri dari 7 kombinasi arah longitudinal dengan jumlah lajur
jembatan ruas kiri = 4 lajur dan jembatan ruas kanan = 5 lajur
Total kombinasi arah longitudinal
Jembatan Kiri = 7 x 4 = 28 kombinasi
Jembatan Kanan = 7 x 5 = 35 kombinasi
Terdiri dari 3 kombinasi dalam arah transversal dengan jarak dan
intensitas beban sebagai berikut
Jembatan Kiri
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 28 x 3
= 84 kombinasi
Jembatan Kanan
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 35 x 3
= 105 kombinasi
Nilai q dihitung menggunakan persamaan (3) untuk panjang 1 bentang gt 30 m
dimana panjang 1 span fly over = 3575 m
Contoh perhitungan nilai q sebagai berikut
q = 90 (05 15
3575 ) = 828 kPa
Gambar 20 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kiri
Gambar 21 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kanan
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
100 50
Keterangan
Keterangan
100 50
11 m 2 m 1 m 11 m 1 m 2 m 11 m
1375 m 275 m 1375 m 1375 m 1375 m 275 m 1375 m
26
Tabel 8 Kombinasi Beban ldquoDrdquo Arah Longitudinal Jembatan
Nama Span yang Dibebani Total Panjang
q (kNm2)
Kombinasi Span
1
Span
2
Span
3 Dibebani (m)
1 3575 828
2 3575 828
3 3575 828
4 715 639
5 715 639
6
7
715
10725
639
576
BTR diinputkan dalam bentuk beban garis sehingga nilai q (kNm2) dikalikan
lebar lajur yang dibebani (m)
Beban Garis Terpusat (BGT)
BGT diinputkan dalam bentuk beban titik pada program CSI Bridge sehingga nilai
intensitas p dikalikan dengan lebar lajur yang dibebani (m)
Beban garis = intensitas p x lebar lajur
= 49 kNm x 35 m
= 1715 kN
Dalam input BGT pada program digunakan faktor beban dinamis
senilai 14
4 Beban Truk ldquoTrdquo
Kendaraan truk yang digunakan adalah truk dengan berat 50 ton
Gambar 22 Input Beban Truk ldquoTrdquo
5 Gaya Rem
Gaya rem diinputkan sebagai beban titik dengan nilai sebagai berikut
Jembatan Kiri
Gaya rem per pier = nilai q terbesar x lebar lajur x panjang 1 span
jembatan x 5
27
= 9 kN
m2 x 145 m x 3575 m x 5
2 = 11663 kN
Jembatan Kanan
Gaya rem per pier = 9 kN
m2 x 18 m x 3575 m x 5
2 = 14479 kN
6 Pengaruh Temperatur
Gambar 23 Input Pengaruh Temperatur
7 Beban Angin
Diketahui
Cw = 125 (Tabel 3)
Vw = 35 ms (Tabel 2)
Ab = 198413 m2
Dengan menggunakan persamaan (4)
TE = 00006 Cw w 2Ab
= 00006 x 125 x 352 x 198413
= 18229 kN
TEW per pier = 18229 kN
4= 45573 kN
8 Tumbukan
100 kN
1
00
F
x
10o
Gambar 24 Proyeksi Tumbukan pada Pier Terhadap Sumbu X dan Sumbu Y
Fx
Fy
28
Tumbukan pada pier diinputkan sebagai beban titik dengan perhitungan sebagai
berikut
Fx = 100 kN x sin 100
= 17365 kN
Fy = 100 kN x cos 100
= 98481 kN
9 Beban Gempa
Pada penelitian ini analisis gempa dinamis dilakukan menggunakan grafik
respon spektrum Dalam pembuatan respon spektrum terlebih dahulu dilakukan
klasifikasi site (jenis tanah) lokasi yang ditinjau berdasarkan hasil penyelidikan
tanah (bore log) Dari data bore log dapat dihitung nilai rata-rata hasil uji
penetrasi standar (SPT) menggunakan persamaan (5) dengan hasil yang tertera
pada tabel berikut ini
Tabel 9 Perhitungan Nilai
Lapisan Kedalaman NSPT Tebal
(TebalSPT)
0 000 0 000 0000
1 330 2 330 1650
2 524 2 194 0971
3 723 2 198 0992
4 924 2 202 1009
5 1130 2 206 1028
6 1323 2 193 0963
7 1530 5 207 0415
8 1730 6 200 0333
9 1930 4 200 0500
10 2130 9 200 0222
11 2330 19 200 0105
12 2507 50 177 0035
13 2626 50 118 0024
14 2725 50 099 0020
15 2822 50 097 0019
16 2921 50 099 0020
17 3006 50 086 0017
3006 8324 3612
Diperoleh = 3612 dimana Σ Tebal Σ SPTfrasl yang menunjukkan bahwa jenis
tanah wilayah Tanjung Priok termasuk kelas situs E yaitu jenis tanah lunak
(Tabel 4) Selanjutnya dihitung nilai akselerasi respons spektra puncak untuk
periode pendek dan periode 1 detik dan desain akselerasi respon spektra
29
Gambar 25 (a) Peta Percepatan Puncak (PGA) wilayah Jakarta
(b) Peta Respon Spektra 02 detik (Ss) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
(c) Peta Respon Spektra 1 detik (S1) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
PGA (Peak Ground Acceleration) merupakan percepatan maksimum yang
menunjukkan intensitas daripada pergerakan lapisan tanah Berdasarkan Gambar 8
dapat diketahui bahwa wilayah yang ditinjau (Tanjung Priok Jakarta Utara)
memiliki nilai PGA 03 ndash 04 g Pendekatan angka menggunakan skala batas atas
dari nilai yang diketahui sehingga diambil nilai 04 g Wilayah Jakarta terdapat
pada zona dengan nilai respon spektra 02 detik probabilitas terlampaui 2 dalam
50 tahun (Ss) = 07 g dan nilai respon spektra 1 detik probabilitas terlampaui 2
dalam 50 tahun (S1 ) = 03 g Kemudian dengan interpolasi nilai Ss dan S1
menggunakan Tabel 5 amp 6 untuk tanah kelas E diperoleh nilai Fa dan Fv berturut-
turut sebesar 13 dan 28
Akselerasi respons spektra puncak periode pendek (SMS) dapat dihitung
dengan persamaan (6) sehingga SMS = 13 x 07 = 091 Akselerasi respons
spektra puncak periode 1 detik (SM1) dapat dihitung dengan persamaan (7)
sehingga SM1 = 28 x 03 = 084 Selanjutnya desain parameter akselerasi respon
spektra periode pendek dapat dihitung dengan persamaan (8) sehingga SDS =
091 = 07963 dan nilai desain parameter respon spektra periode 1 detik dapat
dihitung dengan persamaan (9) sehingga SD1 =
084 = 07350 Faktor
diperoleh dari konversi penggunaan peta gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
karena struktur yang ditinjau merupakan jembatan khusus dengan umur rencana
100 tahun Nilai Sa dihitung menggunakan persamaan 10-13 yang hasilnya
disajikan pada Tabel 10 Nilai T dan Sa diplot membentuk grafik respon spektrum
untuk analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
CSI Bridge
30
Tabel 10 Akselerasi Spektrum Gempa Wilayah Jakarta
T (det) Sa T (det) Sa
00000 03185 2 03675
01846 07963 21 03500
09231 07963 22 03341
1 07350 23 03196
11 06682 24 03063
12 06125 25 02940
13 05654 26 02827
14 05250 27 02722
15 04900 28 02625
16 04594 29 02534
17 04324 3 02450
18 04083 31 02371
19 03868 32 02297
Gambar 26 Grafik Respon Spektrum Wilayah
Jakarta Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010
Hasil Gaya Dalam (Internal Force)
a) Berat Sendiri
Kontrol perhitungan manual
Diketahui
Ag satu girder = 11915 m2
frsquoc girder = 40 MPa
wc girder = 25 kNm3
Tebal slab = 25 cm
frsquoc slab = 30 MPa
wc slab = 24 kNm3
Perhitungan
q slab = tebal slab x spasi antar girder x wc slab
= 025 m x 3567 m x 24 kNm3
= 21402 kNm
q girder = Ag girder x wc girder
= 11915 m2 x 25 kNm
3
= 29788 kNm
M girder = 1
8 q L2
= 1
8 29788 kN mfrasl 35
2 m
= 456129 kN-m
M slab = 1
8 q L2
= 1
8 21402 kN mfrasl 35
2 m
= 327718 kN-m
M girder + M slab = 456129 + 327718 = 783847 kN-m
31
Perhitungan momen secara manual dibandingkan dengan hasil yang ditampilkan
pada program CSI Bridge
Gambar 27 Hasil Momen Akibat Berat Sendiri pada Jembatan
Jembatan kiri terdapat 4 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 4 = 3135388 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min+M max = 28019386 kN-m + 7949228 kN-m
= 28814308 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
Jembatan kanan terdapat 5 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 5 = 3919235 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min + M max = 3494893 kN-m + 9915171 kN-m
= 35940447 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
b) Ultimate Limit States (ULS)
Kombinasi pembebanan yang menghasilkan gaya dalam maksimum
sepanjang jembatan adalah kombinasi ULS-5I (Tabel 7)
Gambar 28 Hasil Gaya Dalam Akibat Kombinasi Pembebanan ULS 5-I
32
c) Kontrol Lendutan
Lendutan maksimum yang diizinkan adalah L
800 =
35750 mm
800 = 4469 mm
sedangkan lendutan yang terjadi pada fly over dari program CSI Bridge
adalah 213 mm sehingga struktur dikatakan aman
Perhitungan Tendon
Dalam perhitungan tendon dan tulangan digunakan momen maksimal yang
terjadi pada penampang yang ditinjau
Tendon pada girder
Data Tendon
D tendon = 05 inchi = 127 mm = 00127 m
Ast = 987 mm2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Girder
Ag (Ax) = 11915 m2
Iz = 04204 m4
yt = 097 m
yb = 088 m
eb = 058 m
-Menghitung gaya prategang P
M berat sendiri = 801826 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 188156 kN-m
M beban hidup = 510983 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 1500965 kN-m
P2=
MybIz
-σb
1
Ax
ebybIz
P2=
150096 x 088
04204 3000
1
11915
058 x 088
04204 = 1384018 kN
Gambar 29 Deformasi yang Terjadi pada Struktur Akibat Beban Hidup
33
P1= Ast x x f u
= 00000987 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl = 110149 kN
Jumlah tendon yang diperlukan= P2
P1= 1384018 kN
110149 kN=125 tendon
Jumlah tendon eksisting = 110 tendon
Jumlah tendon hasil perhitungan yang melebihi tendon eksisting dapat disebabkan
karena perbedaan penggunaan jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo Perhitungan yang
dilakukan menggunakan semua kemungkinan kombinasi baik dalam arah
longitudinal maupun transversal jembatan (sub bab input pembebanan) Selain itu
dapat juga dikarenakan perbedaan dalam pemodelan panjang girder yang
menyebabkan terjadinya kelebihan momen
Tendon pada pier head
Data Tendon
D tendon = 06 inchi = 1524 mm = 0015 m
Ast = 1387 mm2 = 00001387 m
2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Pier Head
Ag (Ax) = 128765 m2
Iz = 6967 m4
yt = 139 m
yb = 123 m
et pada momen maksimal = 04396 m
et pada penampang kritis = 0702 m
-Menghitung P menggunakan Momen Pada Penampang Kritis (Mcr)
M berat sendiri = 41612388 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 7073499kN-m
M beban hidup = 14947156 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 63633043 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
63633043 x 139
3000
1
12875
0702 x 139
6967 = 40860556 kN
P1= Ast x x f u
= 00001387 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl =154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=
40860556 kN
154789 kN= 264 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
34
Berdasarkan jumlah tendon eksisting yang melebihi tendon yang diperlukan
dapat diasumsikan bahwa pier head tersebut tidak didesain menggunakan momen
pada penampang kritis (Mcr) Pada saat dibebani retak terjadi pada perubahan
geometri atau pada penampang kritis sehingga pada umumnya desain cukup
menggunakan Mcr yang nilainya lebih kecil daripada momen maksimal
-Menghitung P menggunakan Momen Maksimal (Mmax)
M berat sendiri = 57265256 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 8941951kN-m
M beban hidup = 20374506 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 86581713 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
865817123 x 139
6967 3000
1
12875
x 139
6967 = 86320521 kN
P1= 154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=86320521 kN
154789 kN= 558 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
Dengan menggunakan momen maksimum yang terjadi pada pier head hasil
perhitungan jumlah tendon yang diperlukan mendekati jumlah tendon eksisting
sehingga dapat diasumsikan struktur tersebut didesain menggunakan momen
maksimum Penggunaan momen maksimum yang terjadi menyebabkan
penambahan jumlah tendon dalam desain
Jumlah tendon eksisting Jumlah tendon yang diperlukan OK
Perhitungan Tulangan
Slab
-Tulangan Lentur Positif
Momen di lapangan Mu pada slab = 10333 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d = ndash drsquo= 250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
10333
08=12916 kN-m
Faktor tahanan momen = Mnx10
6
bd2 =
12916 x106
1000 x 2102= 2929
35
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2929
085 x 30 = 00079
ρmin
= 25 x 14
fy= 25 x
14
390= 0000897
Digunakan = 00079 sehingga
As= ρ b d = 00079 x 1000 mm x 210 mm = 167983 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 167983 mm2
= 1687 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
-Tulangan Lentur Negatif
Momen di tumpuan Mu pada slab = 9504 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d ndash drsquo=250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
9504
08=1188 kN-m
Faktor tahanan momen Rn=Mnx10
6
bd2 =
1188 x106
1000 x 2102= 2694
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2694
085 x 30 = 00073
ρmin
= 25 x 14
fy=25 x
14
390= 0000897
Digunakan ρ = 00073 sehingga
As= ρ b d = 00073 x 1000 mm x 210 mm =153652 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
36
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 153652 mm2
= 18443 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
- Tulangan Geser
Gaya geser Vu pada slab = 35306 kN
Kuat geser nominal yang disumbangkan oleh slab
c=
(
radicf
rsquoc
6
)
bwd =(radic30
6) 1000 x 210 = 19170289 kN
Vc = 06 x = 11502174 kN
u c tidak dibutuhkan tulangan geser
Girder
-Tulangan Lentur
Mu = 24895989 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 13 mm dengan jumlah 8 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 8 =
1
4 314 13
2 x 8 = 106132 mm2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan
(16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fcrsquo
d
dp ω- ωrsquo ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
10857 mm2
fps = 1860 (1 04
077 [00091
1860
40 2050
1800 (00414 00335 ])
= 18599 MPa
Menghitung lebar efektif Be
Diketahui tebal slab ho = 25 cm
Lebar efektif diambil nilai terkecil dari L
4 =
3575 m
4= 894 m
Jarak antar girder s = 3567 m
12 = 12 x 025 = 3 m Diambil Be = 3 m
Eslab = 2574296 MPa
Egirder = 2972541 MPa
n = Eslab
Egirder
= 2574296 MPa
2972541 MPa= 087
Sehingga Be = n x 3 m = 087 x 3 m = 261 m = 2610 mm
37
h = h girder + h slab = 250 + 1850 = 2100 mm
tebal selimut beton drsquo = 50 mm
d = h ndash drsquo
= 2100 mm ndash 50 mm = 2050 mm
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
Aps fps As fy = 085 fcrsquoab
10857 mm2
x 18599 MPa+106132 mm2 x 390 MPa = 085 x 40 MPa x a x
2610 mm
a = 23223 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16)
dengan nilai = 08 adalah sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d-a
2) As fy (d-
a
2)+
= 08 x 10857 mm2 x 18599 MPa (2050 mm-
23223 mm
2) +
106132 mm2
x 390 MPa (2050 mm-23223 mm
2)
= 31242337 kN-m + 640371 kN-m
= 31882709 kN-m
Mn = 31882709 kN-m gt Mu = 24720615 kN-m (OK memenuhi syarat)
Cara yang telah dijabarkan diatas merupakan cara mendesain kekuatan
lentur balok prategang dengan pendekatan trial and error diameter tulangan dan
jumlah tulangan dalam Nawy (2001) Dengan menggunakan pendekatan tersebut
terlebih dahulu dilakukan pemeriksaan terhadap tulangan eksisting menggunakan
data sekunder Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa kapasitas momen
nominal yang disumbangkan oleh tendon Mn tendon lebih besar daripada
momen ultimit yang terjadi Mu akibat pembebanan sehingga momen cukup
ditahan oleh tendon (tidak dibutuhkan tulangan lentur) Tulangan eksisting yang
digunakan merupakan tulangan susut yang berfungsi mencegah terjadinya retak
pada beton
tulangan susut = 00018 x luas penampang girder Ag
= 00018 x 11915 m2
= 00021447 m
2
Digunakan D-13 sehingga = 21447 mm2
1
4 d
2=
21447 m2
1
4 13
2= 16 lt n eksisting = 40
Menurut SNI 03-2847-2002 tentang Tata Cara Perhitungan Struktur Beton
untuk Bangunan Gedung jumlah tulangan susut dan suhu harus dipasang dengan
jarak tidak lebih dari lima kali tebal plat atau 450 mm Jarak maksimum antara
tulangan susut eksisting = 330 mm (lt 450 mm) sehingga tulangan tersebut dari
segi jumlah dan jarak antar tulangan memenuhi syarat
-Tulangan Geser
Girder di tumpuan
Ag = 2682500 mm2
h = 1850 mm
d = h-drsquo= 1850 mm ndash 50 mm = 1800 mm
bw = 1000 mm
38
Gaya geser di tumpuan = 300256 kN dan gaya aksial = 420053 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 420053
14 x 2682500 mm2 ) (
radic40
6) 1000 mm x 1800 mm
= 2109587 kN
c = 06 x 2109587 kN = 1265752 kN u = n
= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit
yang terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (300256 kN ndash (06 x 2109587 kN))06 = 2894674 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av = 2894674 x 103
390 MPa x 1800 mm
mm
= 515433 mm2
Digunakan D-22 sehingga n= Av
1
4 D2
= mm2
1
4 22
2=136 2 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 7 OK
Girder di lapangan
Ag = 1191500 mm2
h = 1850 mm
tulangan utama dan tulangan geser = D 13
d = h - drsquo- 13 - 05 x 13 = 17805 mm
= 1850 ndash 50 ndash 13 ndash (05 x 13) = 17805 mm
bw = 600 mm
Gaya geser di lapangan =193044 kN dan gaya aksial = 274113 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 274113
14 x 1191500 mm2 ) (
radic40
6) 600 mm x 17805 mm
= 1311133 kN
c= 06 x 1311133 kN = 78668 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang
terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
39
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (193044 kN ndash (06 x 1311133 kN))06 = 1906273 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av= 1906273 kN x 10
3
390 MPa x 17805 mm
150 mm
= 411784 mm2
Digunakan D-13 sehingga n= Av
1
4 D2
= 411784 mm2
1
4 13
2= 3103 4 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 4 OK
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 5215433 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Girder dianggap sebagai penampang berongga dinding tipis sehingga besar
modulus puntir = 2 Ambw dimana adalah girder
Jt = 2 x 1191500 mm2 x 2610 mm
= 6219630000 mm3
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 6219630000 (03 radic )radic1 10 1034
= 190101E+11 N-mm = 19010103 kN-m
Tc = 06 x 19010103 kN-m = 11406062 kN-m
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa nilai lebih besar dari sehingga
beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan torsi)
Pier Head
-Tulangan Lentur
Mu = 93134113 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 19 mm dengan jumlah 32 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 25=
1
4 314 x19
2 x 32 = 906832 mm
2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan (16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
Aps = 79059 mm2
fps = 1860 (1 04
081 [00061
1860
35 2520
1670 (00131 00196 ])
588537 MPa
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
40
Aps fps As fy= 085 fc ab
79059 mm2 x 588537 MPa + 906832mm
2 x 390 MPa = 085 x 35 MPa x a x
4500 mm
a = 373974 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16) dengan nilai
= 08 dapat dijabarkan sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d -a
2) As fy (d -
a
2)+
= 08 x 79059 mm2 x 588537 MPa (2520 mm-
373974 mm
2) +
906832 mm2 x 390 MPa (2520 mm-
373974 mm
2)
= 86842499 kN-m + 66008303 kN-m
= 108290509 kN-m
Mn = 93443330 kN-m gt Mu = 93134113 kN-m (OK memenuhi syarat)
-Tulangan Geser
Ag = 12876500 mm2
h = 2620 mm
d = h - d = 2620 mm ndash 100 mm = 2520 mm
= 4500 mm
Gaya geser u di tumpuan = 2011783 kN dan gaya aksial = 241249 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicf c
6) bwd
= (1 241249 kN
14 x 12876500 mm2 ) (
radic35
6) 4500 mm x 2520 mm
= 1118154 kN
c = 06 x 1118154 kN = 6708924 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa tahanan geser yang disumbangkan
oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang terjadi
sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (2011783 kN ndash 6708924 kN)06 = 1676113 kN
s = Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan
Av= s
fy x d
s
Av= 1676113 kN x 10
3
390 MPa x 2520 mm
125 mm
= 2131808 mm2
Digunakan D-16 sehingga n= Av
1
4 D2
= 2131808 mm2
1
4 16
2=106 11 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 8-D16 dan 2-D25 OK
41
Selisih jumlah tulangan D-16 antara hasil perhitungan dengan eksisting sebanyak
3 tulangan telah ditutupi dengan penggunaan 2 tulangan D-25 pada eksisting
sehingga tulangan tersebut dikatakan memenuhi syarat
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 1617885 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Untuk penampang segiempat masif modulus puntir Jt= 04x2y
Jt = 04 x 45002 mm x 2620 mm
= 21222 x 106 Nmm = 21222 kN-m
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 21222 x 106 Nmm (03 radic35 MPa)radic1
10 x 1034 MPa
35
= 6485 x 1011
N-mm = 648487513 kN-m
Tc= 06 x 648487513 kN-m = 389092507 kN-m
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa nilai Tc lebih besar dari Tu
sehingga beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan
torsi)
Pemeriksaan Kolom
Struktur kolom tidak hanya menerima beban aksial vertikal tetapi juga
momen lentur sehingga analisis kolom diperhitungkan untuk menyangga beban
aksial desak dengan eksentrisitas tertentu (Nasution 2009) Pada penelitian ini
analisis kolom dilakukan menggunakan program PCA Col untuk memeriksa
kapasitas tulangan eksisting terhadap beban yang bekerja pada struktur Beban
aksial dan momen yang diinputkan diperoleh dari program CSI Bridge Analisis
kolom dilakukan pada pier segmen 1 dan pier segmen 2 yang masing-masing
memiliki dimensi dan susunan tulangan yang berbeda
Gambar 30 Pemodelan Pier
Pier Segmen 1
Pier
Segmen 2
42
Pier Segmen 1
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1 dimana
aksial (P) maksimum 4181749 kN yang menghasilkan M33 sebesar 920863 kN-m
dan M22 sebesar 796380 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu M33 maksimum
sebesar 1862805 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar 218102 kN- m dan aksial
(P) sebesar 4326789 kN
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1
Dari data yang telah diinputkan diperoleh diagram interaksi seperti pada
Gambar 30 Terlihat baik pada kombinasi 1 dan 2 beban masih berada di area
tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan bahwa kombinasi pembebanan
mampu ditahan oleh pier sehingga pier dikatakan aman terhadap beban yang
bekerja
Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1
43
Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2
Pier Segmen 2
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1
dimana aksial (P) maksimum 629513 kN yang menghasilkan M33 sebesar
38634 kN-m dan M22 sebesar 74265 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu
M33 maksimum sebesar 248387 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar
73617 kN-m dan aksial (P) sebesar 721377 kN
Berdasarkan data yang inputkan diperoleh diagram interaksi pier untuk pier
segmen 2 sebagai berikut
Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
13
c= (radicf c
6) bwd (23)
Kuat geser yang disumbangkan oleh tulangan geser untuk tulangan geser yang
tegak lurus terhadap sumbu aksial komponen struktur dapat dihitung
menggunakan persamaan
s= Av fy d
s (24)
Kekuatan lentur dari balok beton bertulang sebagai komponen struktur jembatan
harus direncanakan dengan menggunakan cara ultimit atau cara Perencanaan
berdasarkan Beban dan Kekuatan Terfaktor (PBKT)
3 Kekuatan Puntir Balok
Kekuatan puntir balok harus didasarkan pada
Tu le Tn (25)
Dimana puntir nominal Tn bisa dihitung sebagai penjumlahan dari puntir nominal
yang disumbangkan oleh beton Tc dan puntir nominal yang disumbangkan oleh
tulangan Ts dengan rumus
Tn= Tc Ts (26)
Dimana
Tc= Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
(27)
Ts= fy (Asw
s) 2 Act cot t (28)
Persamaan tersebut digunakan dalam menghitung nilai kekuatan puntir nominal
tulangan dengan nilai t = 45o untuk beton non prategang dan t=375
o untuk
beton prategang
Untuk sengkang tertutup dapat dihitung Asw
sle 02
y1
fyf (29)
Tn=2AoAtfyv
scot (30)
Dengan dapat diambil sebesar 085
Gambar 7 Areal Aoh
14
Tulangan longitudinal tambahan yang diperlukan untuk menahan puntir dapat
dihitung menggunakan persamaan
Al= (At
s) ρ
h
fyv
fyt cot2 (31)
Desain dan Perhitungan Kolom
Pengaruh kelangsingan kolom dapat diabaikan untuk komponen struktur tekan tak
bergoyang apabila dipenuhi klu
r le 34- (12
M1
M2) (32)
Untuk komponen struktur tekan bergoyang pengaruh kelangsingan dapat
diabaikan apabila klu
r le 22 (33)
Beberapa persyaratan tulangan memanjang untuk kolom antara lain memiliki
luas tidak kurang dari 001 Ag dan tidak melebihi 008 Ag kecuali jika jumlah dan
penempatan tulangan mempersulit penempatan dan pemadatan beton pada
sambungan dan persilangan dari bagian-bagian komponen maka batas maksimal
rasio tulangan perlu dikurangi
Rasio tulangan spiral ρs tidak boleh kurang dari
ρs= 045 (
Ag
Ac-1)
f c
fy (34)
Software CSI Bridge
Computers and Structures Inc (CSI) Bridge merupakan salah satu software
yang dikembangkan oleh pihak CSI yang merupakan pelopor dalam
pengembangan software untuk analisis struktur dan gempa Tahap pemodelan
analisis dan desain dari struktur sebuah jembatan telah diintegrasikan dalam
software CSI Bridge untuk menciptakan perangkat komputer engineering yang
mendasar Dengan menggunakan CSI Bridge dapat didesain jembatan beton
maupan baja dengan cepat dan mudah Fitur parametric modeller memungkinkan
pengguna untuk membuat model jembatan sederhana hingga kompleks dan
membuat perubahan secara efisien dalam melakukan kontrol pada desain
(httpwwwcsiamericacomcsibridge)
Software PCA Col
PCAColumn (PCA Col) merupakan software yang dirancang untuk
mendesain dan memeriksa kapasitas penampang beton bertulang terhadap gaya
aksial dan momen lentur Bentuk penampang benton dapat berupa persegi empat
lingkaran hingga tidak beraturan dengan berbagai macam susunan dan pola
tulangan Selain itu efek kelangsingan kolom juga dapat diperhitungkan Dari
program tersebut dapat diperoleh diagram interaksi gaya aksial (P) dan momen
lentur (M) baik dalam sumbu uniaksial maupun biaksial dimana Mx dan My juga
dapat diplot terhadap sumbu biaksial dari kolom dan dinding geser yang tidak
beraturan (httppcacolumnsoftwareinformercom)
15
METODOLOGI
Waktu dan Tempat
Penelitian dilakukan pada bulan Februari ndash Juni 2013 yang diawali dengan
pengumpulan data Data penelitian diperoleh dari Satuan Kerja Pelaksanaan Jalan
Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A Struktur yang ditinjau adalah fly over
P106-P107 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425)
Gambar 8 Denah Lokasi Proyek yang Ditinjau
Proyek pembangunan jalan bebas hambatan Tanjung Priok merupakan
program strategis pemerintah dalam rangka meningkatkan kapasitas jaringan
transportasi kota Jakarta khususnya Jakarta Utara Proyek ini menjadi salah satu
upaya pengembangan Kawasan Strategis Nasional Tanjung Priok sebagai pusat
kegiatan ekspor-impor yang saat ini telah menempati peringkat ke-24 dunia untuk
arus peti kemas Jalan bebas hambatan yang dibangun berfungsi sebagai jalan
pintas untuk meningkatkan akses terhadap pelabuhan dan dalam jangka panjang
juga berfungsi sebagai penghubung ruas tol Jakarta Outer Ring Road (JORR)
dengan Jakarta Inter Urban Toll (JIUT)
Alat dan Bahan
Alat yang digunakan dalam penelitian ini adalah sebagai berikut
1 Komputer Intel CoreTM
Duo Processor T6600
2 Program CSI Bridge Versi 15 dan PCA Col
3 Program Microsoft Office Excel 2010
4 Program Autocad 2010
Bahan penelitian merupakan data sekunder berupa shop drawing Proyek Jalan
Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A yaitu data struktur P106-P107
16
Penggunaan shop drawing dikarenakan belum tersedianya data as built drawing
Data-data yang diperoleh meliputi
1 Denah dan gambar detail struktur fly over P106-P107 yang meliputi layout
fly over dimensi struktur jembatan serta gambar detail tendon dan tulangan
Struktur yang ditinjau memiliki kriteria desain sebagai berikut
a) Slab
Kuat tekan beton ( ) = 30 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic30 MPa = 2574296 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
b) PCU Girder
Kuat tekan beton ( ) = 40 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic40 MPa = 2972541 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Kuat tarik putus ( = 1860 MPa
Kuat leleh baja prategang ( ) = 1670 MPa
c) Pier Head
Kuat tekan beton ( ) = 35 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic40 MPa = 2780557 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Kuat tarik putus ( = 1860 MPa
Kuat leleh baja prategang ( ) = 1670 MPa
d) Pier
Tipe = Y Pier
Kuat tekan beton ( ) = 30 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic30 MPa = 2574296 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Tinggi pier ( ) = 22 m
Lebar pier ( = 35 m
Tebal pier ( ) = 45 m
e) Data soil investigation Bore Log (Lampiran 2)
2 Standar dan peraturan perencanaan sebagai berikut
RSNI T-02-2005 ldquoPembebanan untuk Jembatanrdquo
SNI 2833 2008 ldquoStandar Perencanaan Ketahanan Gempa untuk Jembatanrdquo
RSNI T-12-2004 ldquoPerencanaan Struktur Beton untuk Jembatanrdquo
SNI 03-3847-2002 ldquoTata Cara Perhitungan Struktur Beton untuk Bangunan
Gedungrdquo
17
Tahapan Penelitian
Tahapan penelitian tersaji dalam diagram alir sebagai berikut
Keterangan
1 Data sekunder merupakan shop drawing kontraktor PT Obayashi-Jaya
Konstruksi JO yang digunakan dalam penelitian ini sebagai acuan dalam
pemodelan jembatan
2 Peraturan dan standar perencanaan terkait dengan penelitian ini adalah Standar
Nasional Indonesia Peraturan pembebanan jembatan terdapat dalam RSNI T-
02-2005 Perencanaan ketahanan gempa untuk jembatan terdapat dalam SNI
2833 2008 Perencanaan struktur beton untuk jembatan terdapat dalam RSNI
T-12-2004
Mulai
Pengumpulan Data Penelitian dan Bahan Rujukan
Program CSI Bridge
Pemodelan
Struktur
Input
Pembebanan
Input
Spektrum Gempa
Gaya Dalam
Desain
Ulang
Tulangan
Selesai
Aman
Mu le Mn
u le n
Tu le Tn
Tidak
Ya
Gambar 9 Diagram Alir Penelitian
18
3 Program CSI Bridge digunakan untuk mempermudah dalam menganalisis
gaya dalam (internal force) yang bekerja akibat pembebanan Setelah
dilakukan pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum dapat
diperoleh nilai gaya dalam ultimit Analisis gaya dalam dilakukan dengan
membandingkan gaya dalam ultimit yang terjadi akibat pembebanan dengan
kapasitas nominal struktur fly over yang ditinjau
Pemodelan Struktur
a) Layout fly over
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri
dari 2 ruas jembatan kiri dan kanan dimana panjang 1 bentang (span)
sebesar 3575 m dengan jumlah bentang yang dianalisis sebanyak 3 span
Pendefinisian layout fly over pada program CSI Bridge dapat
menggunakan bridge wizard di menu Home
Gambar 10 Layout Line Struktur Fly Over
b) Material konstruksi dan penampang
Beton dengan = 30 MPa untuk slab dan pier
Beton dengan = 35 MPa untuk pier head
Beton dengan = 40 MPa untuk PCU Girder
Baja tulangan U39 dengan = 390 MPa
Baja tendon dengan fpy=1670 MPa dan fpu= 1860 MPa
19
Input material dilakukan pada menu Home-Bridge Wizard-Materials seperti pada
Gambar 12 berikut Sedangkan pemodelan penampang dilakukan pada menu
Components-Properties-Frame Properties-New-Frame Section Property Type
concrete-Precast U
Gambar 11 Input Material dan Penampang PCU Girder
Pendefinisian jumlah girder jarak antar girder dan tebal slab dilakukan pada
menu Components-Superstructure Deck Sections-New-Precast U Girder
Gambar 12 Penampang Superstruktur Jembatan
20
c) Jenis perletakan adalah tipe sendi-rol yang didefinisikan pada menu Home-
Bridge Wizards-Bearings
Gambar 13 Jenis Perletakan
d) Input pembebanan
Kombinasi pembebanan mengacu pada RSNI T-02-2005 Input
kombinasi pembebanan dilakukan pada menu DesignRating ndash Load
Combination ndash Add New Load Combination ndash Masukkan Load Case Name ndash
Load Case Type ndash Scale Factor ndash OK Contoh kombinasi pembebanan yang
telah diinputkan pada CSI Bridge terlihat pada gambar berikut
Gambar 14 Input Kombinasi Pembebanan
e) Input Respon Spektrum
Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 dibuat respon spektrum untuk
analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
21
CSI Bridge Respon spektrum diinputkan pada menu Loads ndash Functions ndash Respon
Spectrum ndash Add New Function ndash Pilih User ndash Masukkan Damping Ratio 005 ndash
Masukkan nilai Period dan Acceleration (Diperoleh dari hasil perhitungan
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010) ndash OK Pembuatan respon spektrum
gempa secara lebih rinci dijelaskan pada bab pembahasan
Gambar 15 Input Respon Spektrum Wilayah Jakarta
f) Hasil Gaya Dalam
Setelah pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum
struktur dapat dianalisis pada menu Analysis ndash Run Analysis ndash Pilih Load Case
yang ingin dianalisis ndash Run Analysis Hasil gaya dalam dapat ditampilkan pada
menu Home ndash Display ndash Show Bridge Superstructure Forces
Gambar 16 Contoh Momen Akibat Kombinasi Pembebanan
22
HASIL DAN PEMBAHASAN
Model Struktur Jembatan
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri dari 2
ruas jembatan kiri dan kanan dengan panjang total 10725 m Struktur terdiri dari
3 span dimana panjang satu span 3575 m Superstruktur jembatan ruas kiri terdiri
dari 4 girder dan ruas kanan terdiri dari 5 girder dengan tipe PCU dan memiliki
superelevasi sebesar 2 Struktur fly over tersebut ditopang oleh dua kolom cast
in site tipe Y-Pier dengan tinggi 22 m
Gambar 17 Pemodelan Struktur Fly Over
Gambar 19 Tampak Samping Struktur Fly Over
145 m 18 m
L total = 10725 m
Gambar 18 Tampak Depan Struktur Fly Over
23
Input Pembebanan
Pembebanan yang diinputkan pada program CSI Bridge mengacu pada
RSNI T-02-2005 (Tabel 40) mengenai Peraturan Pembebanan untuk Jembatan
dengan ragam kombinasi pada kondisi ultimit (Ultimate Limit States) sebagai
berikut
Tabel 7 Kombinasi Pembebanan
Nama
Kombinasi
Aksi
Permanen Aksi Transien Aksi Khusus
MS MA PS TD TT TB ET EW TTC
EQ-
X
EQ-
Y
ULS-1A 13 2 1 198 198 132
ULS-1B 13 2 1 198 198 132
ULS-1C 13 2 1 198 198 132
ULS-1D 13 2 1 198 198 132
ULS-4A 13 2 1 132 132
ULS-5A 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5B 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5C 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5D 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5E 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5F 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5G 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5H 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5I 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5J 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5K 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5L 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-5M 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5N 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5O 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5P 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-6A 13 2 1 198 198 1
ULS-6B 13 2 1 198 198 1
Keterangan
MS = Berat Sendiri
MA = Beban Mati Tambahan
PS = Pengaruh Prategang
TD = Beban Lajur ldquoDrdquo
TT = Beban Truk ldquoTrdquo
TB = Gaya Rem
ET = Beban Temperatur
EW = Beban Angin
TTC = Beban Tumbukan
EQ-X = Beban gempa dalam arah X
EQ-Y = Beban gempa dalam arah Y
24
Besarnya nilai beban-beban yang terjadi dapat dijabarkan dalam contoh
perhitungan sebagai berikut
1 Berat sendiri
PCU-Girder dan Slab
wc girder = 25 kNm3
wc slab = wc pier = 24 kNm3
Luas (A) girder = A satu girder x jumlah girder = 11915 m2 x 9 = 107235 m
2
A slab = tebal slab x lebar total jembatan = 025 m x (18 m+145 m) = 8125 m2
Berat girder = A girder x panjang total jembatan x wc girder
= 107235 m2 x 10725 m x 25 kNm
3
= 2875238 kN
Berat slab = A slab x panjang total jembatan x wc slab
= 10723 m2 x 10725 m x 24 kNm
3
= 2091375 kN
Pier
A pier segmen 1 = 2 m x 45 m = 9 m2
A pier segmen 2 = 20565 m2
Panjang pier segmen 1 = 7088 m
Panjang pier segmen 2 = 17147 m
Berat pier segmen 1 = A pier x panjang pier x wc pier
= 9 m2 x 7088 m x 24 kNm
3 = 153103 kN
Berat pier segmen 2 = A pier x panjang pier x wc pier
= 20565 m2 x 17147 m x 24 kNm
3
= 8463073 kN
Berat pier = 153103 kN + 8463073 kN = 9994103 kN
Total berat sendiri = Berat girder + slab + pier
= 2875238 kN + 2091375 kN + 9994103 kN
= 5966023 kN
2 Beban Mati Tambahan
Aspal
wc aspal = 22 kNm3
Tebal aspal = 75 cm
Perhitungan beban mati tambahan dengan menggunakan persamaan (1)
dapat dijabarkan sebagai berikut
Berat aspal = wcLA
= 22 kNm3 x 10725 m x (325 m x 0075 m)
= 5751281 kN
Parapet
wc parapet = 24 kNm3
A parapet = 0526 m2
Berat parapet = wcLA
= 24 kNm3 x 10725 m x 0526 m
2
= 1353924 kN
Total beban mati tambahan = berat aspal + parapet
= 5751281 kN + 1353924 kN
= 7105205 kN
25
3 Beban Lajur D
Beban Terbagi Rata (BTR)
Terdiri dari 7 kombinasi arah longitudinal dengan jumlah lajur
jembatan ruas kiri = 4 lajur dan jembatan ruas kanan = 5 lajur
Total kombinasi arah longitudinal
Jembatan Kiri = 7 x 4 = 28 kombinasi
Jembatan Kanan = 7 x 5 = 35 kombinasi
Terdiri dari 3 kombinasi dalam arah transversal dengan jarak dan
intensitas beban sebagai berikut
Jembatan Kiri
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 28 x 3
= 84 kombinasi
Jembatan Kanan
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 35 x 3
= 105 kombinasi
Nilai q dihitung menggunakan persamaan (3) untuk panjang 1 bentang gt 30 m
dimana panjang 1 span fly over = 3575 m
Contoh perhitungan nilai q sebagai berikut
q = 90 (05 15
3575 ) = 828 kPa
Gambar 20 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kiri
Gambar 21 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kanan
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
100 50
Keterangan
Keterangan
100 50
11 m 2 m 1 m 11 m 1 m 2 m 11 m
1375 m 275 m 1375 m 1375 m 1375 m 275 m 1375 m
26
Tabel 8 Kombinasi Beban ldquoDrdquo Arah Longitudinal Jembatan
Nama Span yang Dibebani Total Panjang
q (kNm2)
Kombinasi Span
1
Span
2
Span
3 Dibebani (m)
1 3575 828
2 3575 828
3 3575 828
4 715 639
5 715 639
6
7
715
10725
639
576
BTR diinputkan dalam bentuk beban garis sehingga nilai q (kNm2) dikalikan
lebar lajur yang dibebani (m)
Beban Garis Terpusat (BGT)
BGT diinputkan dalam bentuk beban titik pada program CSI Bridge sehingga nilai
intensitas p dikalikan dengan lebar lajur yang dibebani (m)
Beban garis = intensitas p x lebar lajur
= 49 kNm x 35 m
= 1715 kN
Dalam input BGT pada program digunakan faktor beban dinamis
senilai 14
4 Beban Truk ldquoTrdquo
Kendaraan truk yang digunakan adalah truk dengan berat 50 ton
Gambar 22 Input Beban Truk ldquoTrdquo
5 Gaya Rem
Gaya rem diinputkan sebagai beban titik dengan nilai sebagai berikut
Jembatan Kiri
Gaya rem per pier = nilai q terbesar x lebar lajur x panjang 1 span
jembatan x 5
27
= 9 kN
m2 x 145 m x 3575 m x 5
2 = 11663 kN
Jembatan Kanan
Gaya rem per pier = 9 kN
m2 x 18 m x 3575 m x 5
2 = 14479 kN
6 Pengaruh Temperatur
Gambar 23 Input Pengaruh Temperatur
7 Beban Angin
Diketahui
Cw = 125 (Tabel 3)
Vw = 35 ms (Tabel 2)
Ab = 198413 m2
Dengan menggunakan persamaan (4)
TE = 00006 Cw w 2Ab
= 00006 x 125 x 352 x 198413
= 18229 kN
TEW per pier = 18229 kN
4= 45573 kN
8 Tumbukan
100 kN
1
00
F
x
10o
Gambar 24 Proyeksi Tumbukan pada Pier Terhadap Sumbu X dan Sumbu Y
Fx
Fy
28
Tumbukan pada pier diinputkan sebagai beban titik dengan perhitungan sebagai
berikut
Fx = 100 kN x sin 100
= 17365 kN
Fy = 100 kN x cos 100
= 98481 kN
9 Beban Gempa
Pada penelitian ini analisis gempa dinamis dilakukan menggunakan grafik
respon spektrum Dalam pembuatan respon spektrum terlebih dahulu dilakukan
klasifikasi site (jenis tanah) lokasi yang ditinjau berdasarkan hasil penyelidikan
tanah (bore log) Dari data bore log dapat dihitung nilai rata-rata hasil uji
penetrasi standar (SPT) menggunakan persamaan (5) dengan hasil yang tertera
pada tabel berikut ini
Tabel 9 Perhitungan Nilai
Lapisan Kedalaman NSPT Tebal
(TebalSPT)
0 000 0 000 0000
1 330 2 330 1650
2 524 2 194 0971
3 723 2 198 0992
4 924 2 202 1009
5 1130 2 206 1028
6 1323 2 193 0963
7 1530 5 207 0415
8 1730 6 200 0333
9 1930 4 200 0500
10 2130 9 200 0222
11 2330 19 200 0105
12 2507 50 177 0035
13 2626 50 118 0024
14 2725 50 099 0020
15 2822 50 097 0019
16 2921 50 099 0020
17 3006 50 086 0017
3006 8324 3612
Diperoleh = 3612 dimana Σ Tebal Σ SPTfrasl yang menunjukkan bahwa jenis
tanah wilayah Tanjung Priok termasuk kelas situs E yaitu jenis tanah lunak
(Tabel 4) Selanjutnya dihitung nilai akselerasi respons spektra puncak untuk
periode pendek dan periode 1 detik dan desain akselerasi respon spektra
29
Gambar 25 (a) Peta Percepatan Puncak (PGA) wilayah Jakarta
(b) Peta Respon Spektra 02 detik (Ss) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
(c) Peta Respon Spektra 1 detik (S1) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
PGA (Peak Ground Acceleration) merupakan percepatan maksimum yang
menunjukkan intensitas daripada pergerakan lapisan tanah Berdasarkan Gambar 8
dapat diketahui bahwa wilayah yang ditinjau (Tanjung Priok Jakarta Utara)
memiliki nilai PGA 03 ndash 04 g Pendekatan angka menggunakan skala batas atas
dari nilai yang diketahui sehingga diambil nilai 04 g Wilayah Jakarta terdapat
pada zona dengan nilai respon spektra 02 detik probabilitas terlampaui 2 dalam
50 tahun (Ss) = 07 g dan nilai respon spektra 1 detik probabilitas terlampaui 2
dalam 50 tahun (S1 ) = 03 g Kemudian dengan interpolasi nilai Ss dan S1
menggunakan Tabel 5 amp 6 untuk tanah kelas E diperoleh nilai Fa dan Fv berturut-
turut sebesar 13 dan 28
Akselerasi respons spektra puncak periode pendek (SMS) dapat dihitung
dengan persamaan (6) sehingga SMS = 13 x 07 = 091 Akselerasi respons
spektra puncak periode 1 detik (SM1) dapat dihitung dengan persamaan (7)
sehingga SM1 = 28 x 03 = 084 Selanjutnya desain parameter akselerasi respon
spektra periode pendek dapat dihitung dengan persamaan (8) sehingga SDS =
091 = 07963 dan nilai desain parameter respon spektra periode 1 detik dapat
dihitung dengan persamaan (9) sehingga SD1 =
084 = 07350 Faktor
diperoleh dari konversi penggunaan peta gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
karena struktur yang ditinjau merupakan jembatan khusus dengan umur rencana
100 tahun Nilai Sa dihitung menggunakan persamaan 10-13 yang hasilnya
disajikan pada Tabel 10 Nilai T dan Sa diplot membentuk grafik respon spektrum
untuk analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
CSI Bridge
30
Tabel 10 Akselerasi Spektrum Gempa Wilayah Jakarta
T (det) Sa T (det) Sa
00000 03185 2 03675
01846 07963 21 03500
09231 07963 22 03341
1 07350 23 03196
11 06682 24 03063
12 06125 25 02940
13 05654 26 02827
14 05250 27 02722
15 04900 28 02625
16 04594 29 02534
17 04324 3 02450
18 04083 31 02371
19 03868 32 02297
Gambar 26 Grafik Respon Spektrum Wilayah
Jakarta Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010
Hasil Gaya Dalam (Internal Force)
a) Berat Sendiri
Kontrol perhitungan manual
Diketahui
Ag satu girder = 11915 m2
frsquoc girder = 40 MPa
wc girder = 25 kNm3
Tebal slab = 25 cm
frsquoc slab = 30 MPa
wc slab = 24 kNm3
Perhitungan
q slab = tebal slab x spasi antar girder x wc slab
= 025 m x 3567 m x 24 kNm3
= 21402 kNm
q girder = Ag girder x wc girder
= 11915 m2 x 25 kNm
3
= 29788 kNm
M girder = 1
8 q L2
= 1
8 29788 kN mfrasl 35
2 m
= 456129 kN-m
M slab = 1
8 q L2
= 1
8 21402 kN mfrasl 35
2 m
= 327718 kN-m
M girder + M slab = 456129 + 327718 = 783847 kN-m
31
Perhitungan momen secara manual dibandingkan dengan hasil yang ditampilkan
pada program CSI Bridge
Gambar 27 Hasil Momen Akibat Berat Sendiri pada Jembatan
Jembatan kiri terdapat 4 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 4 = 3135388 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min+M max = 28019386 kN-m + 7949228 kN-m
= 28814308 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
Jembatan kanan terdapat 5 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 5 = 3919235 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min + M max = 3494893 kN-m + 9915171 kN-m
= 35940447 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
b) Ultimate Limit States (ULS)
Kombinasi pembebanan yang menghasilkan gaya dalam maksimum
sepanjang jembatan adalah kombinasi ULS-5I (Tabel 7)
Gambar 28 Hasil Gaya Dalam Akibat Kombinasi Pembebanan ULS 5-I
32
c) Kontrol Lendutan
Lendutan maksimum yang diizinkan adalah L
800 =
35750 mm
800 = 4469 mm
sedangkan lendutan yang terjadi pada fly over dari program CSI Bridge
adalah 213 mm sehingga struktur dikatakan aman
Perhitungan Tendon
Dalam perhitungan tendon dan tulangan digunakan momen maksimal yang
terjadi pada penampang yang ditinjau
Tendon pada girder
Data Tendon
D tendon = 05 inchi = 127 mm = 00127 m
Ast = 987 mm2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Girder
Ag (Ax) = 11915 m2
Iz = 04204 m4
yt = 097 m
yb = 088 m
eb = 058 m
-Menghitung gaya prategang P
M berat sendiri = 801826 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 188156 kN-m
M beban hidup = 510983 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 1500965 kN-m
P2=
MybIz
-σb
1
Ax
ebybIz
P2=
150096 x 088
04204 3000
1
11915
058 x 088
04204 = 1384018 kN
Gambar 29 Deformasi yang Terjadi pada Struktur Akibat Beban Hidup
33
P1= Ast x x f u
= 00000987 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl = 110149 kN
Jumlah tendon yang diperlukan= P2
P1= 1384018 kN
110149 kN=125 tendon
Jumlah tendon eksisting = 110 tendon
Jumlah tendon hasil perhitungan yang melebihi tendon eksisting dapat disebabkan
karena perbedaan penggunaan jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo Perhitungan yang
dilakukan menggunakan semua kemungkinan kombinasi baik dalam arah
longitudinal maupun transversal jembatan (sub bab input pembebanan) Selain itu
dapat juga dikarenakan perbedaan dalam pemodelan panjang girder yang
menyebabkan terjadinya kelebihan momen
Tendon pada pier head
Data Tendon
D tendon = 06 inchi = 1524 mm = 0015 m
Ast = 1387 mm2 = 00001387 m
2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Pier Head
Ag (Ax) = 128765 m2
Iz = 6967 m4
yt = 139 m
yb = 123 m
et pada momen maksimal = 04396 m
et pada penampang kritis = 0702 m
-Menghitung P menggunakan Momen Pada Penampang Kritis (Mcr)
M berat sendiri = 41612388 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 7073499kN-m
M beban hidup = 14947156 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 63633043 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
63633043 x 139
3000
1
12875
0702 x 139
6967 = 40860556 kN
P1= Ast x x f u
= 00001387 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl =154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=
40860556 kN
154789 kN= 264 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
34
Berdasarkan jumlah tendon eksisting yang melebihi tendon yang diperlukan
dapat diasumsikan bahwa pier head tersebut tidak didesain menggunakan momen
pada penampang kritis (Mcr) Pada saat dibebani retak terjadi pada perubahan
geometri atau pada penampang kritis sehingga pada umumnya desain cukup
menggunakan Mcr yang nilainya lebih kecil daripada momen maksimal
-Menghitung P menggunakan Momen Maksimal (Mmax)
M berat sendiri = 57265256 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 8941951kN-m
M beban hidup = 20374506 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 86581713 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
865817123 x 139
6967 3000
1
12875
x 139
6967 = 86320521 kN
P1= 154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=86320521 kN
154789 kN= 558 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
Dengan menggunakan momen maksimum yang terjadi pada pier head hasil
perhitungan jumlah tendon yang diperlukan mendekati jumlah tendon eksisting
sehingga dapat diasumsikan struktur tersebut didesain menggunakan momen
maksimum Penggunaan momen maksimum yang terjadi menyebabkan
penambahan jumlah tendon dalam desain
Jumlah tendon eksisting Jumlah tendon yang diperlukan OK
Perhitungan Tulangan
Slab
-Tulangan Lentur Positif
Momen di lapangan Mu pada slab = 10333 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d = ndash drsquo= 250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
10333
08=12916 kN-m
Faktor tahanan momen = Mnx10
6
bd2 =
12916 x106
1000 x 2102= 2929
35
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2929
085 x 30 = 00079
ρmin
= 25 x 14
fy= 25 x
14
390= 0000897
Digunakan = 00079 sehingga
As= ρ b d = 00079 x 1000 mm x 210 mm = 167983 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 167983 mm2
= 1687 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
-Tulangan Lentur Negatif
Momen di tumpuan Mu pada slab = 9504 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d ndash drsquo=250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
9504
08=1188 kN-m
Faktor tahanan momen Rn=Mnx10
6
bd2 =
1188 x106
1000 x 2102= 2694
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2694
085 x 30 = 00073
ρmin
= 25 x 14
fy=25 x
14
390= 0000897
Digunakan ρ = 00073 sehingga
As= ρ b d = 00073 x 1000 mm x 210 mm =153652 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
36
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 153652 mm2
= 18443 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
- Tulangan Geser
Gaya geser Vu pada slab = 35306 kN
Kuat geser nominal yang disumbangkan oleh slab
c=
(
radicf
rsquoc
6
)
bwd =(radic30
6) 1000 x 210 = 19170289 kN
Vc = 06 x = 11502174 kN
u c tidak dibutuhkan tulangan geser
Girder
-Tulangan Lentur
Mu = 24895989 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 13 mm dengan jumlah 8 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 8 =
1
4 314 13
2 x 8 = 106132 mm2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan
(16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fcrsquo
d
dp ω- ωrsquo ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
10857 mm2
fps = 1860 (1 04
077 [00091
1860
40 2050
1800 (00414 00335 ])
= 18599 MPa
Menghitung lebar efektif Be
Diketahui tebal slab ho = 25 cm
Lebar efektif diambil nilai terkecil dari L
4 =
3575 m
4= 894 m
Jarak antar girder s = 3567 m
12 = 12 x 025 = 3 m Diambil Be = 3 m
Eslab = 2574296 MPa
Egirder = 2972541 MPa
n = Eslab
Egirder
= 2574296 MPa
2972541 MPa= 087
Sehingga Be = n x 3 m = 087 x 3 m = 261 m = 2610 mm
37
h = h girder + h slab = 250 + 1850 = 2100 mm
tebal selimut beton drsquo = 50 mm
d = h ndash drsquo
= 2100 mm ndash 50 mm = 2050 mm
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
Aps fps As fy = 085 fcrsquoab
10857 mm2
x 18599 MPa+106132 mm2 x 390 MPa = 085 x 40 MPa x a x
2610 mm
a = 23223 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16)
dengan nilai = 08 adalah sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d-a
2) As fy (d-
a
2)+
= 08 x 10857 mm2 x 18599 MPa (2050 mm-
23223 mm
2) +
106132 mm2
x 390 MPa (2050 mm-23223 mm
2)
= 31242337 kN-m + 640371 kN-m
= 31882709 kN-m
Mn = 31882709 kN-m gt Mu = 24720615 kN-m (OK memenuhi syarat)
Cara yang telah dijabarkan diatas merupakan cara mendesain kekuatan
lentur balok prategang dengan pendekatan trial and error diameter tulangan dan
jumlah tulangan dalam Nawy (2001) Dengan menggunakan pendekatan tersebut
terlebih dahulu dilakukan pemeriksaan terhadap tulangan eksisting menggunakan
data sekunder Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa kapasitas momen
nominal yang disumbangkan oleh tendon Mn tendon lebih besar daripada
momen ultimit yang terjadi Mu akibat pembebanan sehingga momen cukup
ditahan oleh tendon (tidak dibutuhkan tulangan lentur) Tulangan eksisting yang
digunakan merupakan tulangan susut yang berfungsi mencegah terjadinya retak
pada beton
tulangan susut = 00018 x luas penampang girder Ag
= 00018 x 11915 m2
= 00021447 m
2
Digunakan D-13 sehingga = 21447 mm2
1
4 d
2=
21447 m2
1
4 13
2= 16 lt n eksisting = 40
Menurut SNI 03-2847-2002 tentang Tata Cara Perhitungan Struktur Beton
untuk Bangunan Gedung jumlah tulangan susut dan suhu harus dipasang dengan
jarak tidak lebih dari lima kali tebal plat atau 450 mm Jarak maksimum antara
tulangan susut eksisting = 330 mm (lt 450 mm) sehingga tulangan tersebut dari
segi jumlah dan jarak antar tulangan memenuhi syarat
-Tulangan Geser
Girder di tumpuan
Ag = 2682500 mm2
h = 1850 mm
d = h-drsquo= 1850 mm ndash 50 mm = 1800 mm
bw = 1000 mm
38
Gaya geser di tumpuan = 300256 kN dan gaya aksial = 420053 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 420053
14 x 2682500 mm2 ) (
radic40
6) 1000 mm x 1800 mm
= 2109587 kN
c = 06 x 2109587 kN = 1265752 kN u = n
= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit
yang terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (300256 kN ndash (06 x 2109587 kN))06 = 2894674 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av = 2894674 x 103
390 MPa x 1800 mm
mm
= 515433 mm2
Digunakan D-22 sehingga n= Av
1
4 D2
= mm2
1
4 22
2=136 2 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 7 OK
Girder di lapangan
Ag = 1191500 mm2
h = 1850 mm
tulangan utama dan tulangan geser = D 13
d = h - drsquo- 13 - 05 x 13 = 17805 mm
= 1850 ndash 50 ndash 13 ndash (05 x 13) = 17805 mm
bw = 600 mm
Gaya geser di lapangan =193044 kN dan gaya aksial = 274113 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 274113
14 x 1191500 mm2 ) (
radic40
6) 600 mm x 17805 mm
= 1311133 kN
c= 06 x 1311133 kN = 78668 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang
terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
39
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (193044 kN ndash (06 x 1311133 kN))06 = 1906273 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av= 1906273 kN x 10
3
390 MPa x 17805 mm
150 mm
= 411784 mm2
Digunakan D-13 sehingga n= Av
1
4 D2
= 411784 mm2
1
4 13
2= 3103 4 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 4 OK
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 5215433 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Girder dianggap sebagai penampang berongga dinding tipis sehingga besar
modulus puntir = 2 Ambw dimana adalah girder
Jt = 2 x 1191500 mm2 x 2610 mm
= 6219630000 mm3
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 6219630000 (03 radic )radic1 10 1034
= 190101E+11 N-mm = 19010103 kN-m
Tc = 06 x 19010103 kN-m = 11406062 kN-m
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa nilai lebih besar dari sehingga
beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan torsi)
Pier Head
-Tulangan Lentur
Mu = 93134113 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 19 mm dengan jumlah 32 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 25=
1
4 314 x19
2 x 32 = 906832 mm
2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan (16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
Aps = 79059 mm2
fps = 1860 (1 04
081 [00061
1860
35 2520
1670 (00131 00196 ])
588537 MPa
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
40
Aps fps As fy= 085 fc ab
79059 mm2 x 588537 MPa + 906832mm
2 x 390 MPa = 085 x 35 MPa x a x
4500 mm
a = 373974 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16) dengan nilai
= 08 dapat dijabarkan sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d -a
2) As fy (d -
a
2)+
= 08 x 79059 mm2 x 588537 MPa (2520 mm-
373974 mm
2) +
906832 mm2 x 390 MPa (2520 mm-
373974 mm
2)
= 86842499 kN-m + 66008303 kN-m
= 108290509 kN-m
Mn = 93443330 kN-m gt Mu = 93134113 kN-m (OK memenuhi syarat)
-Tulangan Geser
Ag = 12876500 mm2
h = 2620 mm
d = h - d = 2620 mm ndash 100 mm = 2520 mm
= 4500 mm
Gaya geser u di tumpuan = 2011783 kN dan gaya aksial = 241249 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicf c
6) bwd
= (1 241249 kN
14 x 12876500 mm2 ) (
radic35
6) 4500 mm x 2520 mm
= 1118154 kN
c = 06 x 1118154 kN = 6708924 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa tahanan geser yang disumbangkan
oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang terjadi
sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (2011783 kN ndash 6708924 kN)06 = 1676113 kN
s = Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan
Av= s
fy x d
s
Av= 1676113 kN x 10
3
390 MPa x 2520 mm
125 mm
= 2131808 mm2
Digunakan D-16 sehingga n= Av
1
4 D2
= 2131808 mm2
1
4 16
2=106 11 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 8-D16 dan 2-D25 OK
41
Selisih jumlah tulangan D-16 antara hasil perhitungan dengan eksisting sebanyak
3 tulangan telah ditutupi dengan penggunaan 2 tulangan D-25 pada eksisting
sehingga tulangan tersebut dikatakan memenuhi syarat
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 1617885 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Untuk penampang segiempat masif modulus puntir Jt= 04x2y
Jt = 04 x 45002 mm x 2620 mm
= 21222 x 106 Nmm = 21222 kN-m
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 21222 x 106 Nmm (03 radic35 MPa)radic1
10 x 1034 MPa
35
= 6485 x 1011
N-mm = 648487513 kN-m
Tc= 06 x 648487513 kN-m = 389092507 kN-m
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa nilai Tc lebih besar dari Tu
sehingga beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan
torsi)
Pemeriksaan Kolom
Struktur kolom tidak hanya menerima beban aksial vertikal tetapi juga
momen lentur sehingga analisis kolom diperhitungkan untuk menyangga beban
aksial desak dengan eksentrisitas tertentu (Nasution 2009) Pada penelitian ini
analisis kolom dilakukan menggunakan program PCA Col untuk memeriksa
kapasitas tulangan eksisting terhadap beban yang bekerja pada struktur Beban
aksial dan momen yang diinputkan diperoleh dari program CSI Bridge Analisis
kolom dilakukan pada pier segmen 1 dan pier segmen 2 yang masing-masing
memiliki dimensi dan susunan tulangan yang berbeda
Gambar 30 Pemodelan Pier
Pier Segmen 1
Pier
Segmen 2
42
Pier Segmen 1
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1 dimana
aksial (P) maksimum 4181749 kN yang menghasilkan M33 sebesar 920863 kN-m
dan M22 sebesar 796380 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu M33 maksimum
sebesar 1862805 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar 218102 kN- m dan aksial
(P) sebesar 4326789 kN
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1
Dari data yang telah diinputkan diperoleh diagram interaksi seperti pada
Gambar 30 Terlihat baik pada kombinasi 1 dan 2 beban masih berada di area
tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan bahwa kombinasi pembebanan
mampu ditahan oleh pier sehingga pier dikatakan aman terhadap beban yang
bekerja
Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1
43
Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2
Pier Segmen 2
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1
dimana aksial (P) maksimum 629513 kN yang menghasilkan M33 sebesar
38634 kN-m dan M22 sebesar 74265 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu
M33 maksimum sebesar 248387 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar
73617 kN-m dan aksial (P) sebesar 721377 kN
Berdasarkan data yang inputkan diperoleh diagram interaksi pier untuk pier
segmen 2 sebagai berikut
Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
14
Tulangan longitudinal tambahan yang diperlukan untuk menahan puntir dapat
dihitung menggunakan persamaan
Al= (At
s) ρ
h
fyv
fyt cot2 (31)
Desain dan Perhitungan Kolom
Pengaruh kelangsingan kolom dapat diabaikan untuk komponen struktur tekan tak
bergoyang apabila dipenuhi klu
r le 34- (12
M1
M2) (32)
Untuk komponen struktur tekan bergoyang pengaruh kelangsingan dapat
diabaikan apabila klu
r le 22 (33)
Beberapa persyaratan tulangan memanjang untuk kolom antara lain memiliki
luas tidak kurang dari 001 Ag dan tidak melebihi 008 Ag kecuali jika jumlah dan
penempatan tulangan mempersulit penempatan dan pemadatan beton pada
sambungan dan persilangan dari bagian-bagian komponen maka batas maksimal
rasio tulangan perlu dikurangi
Rasio tulangan spiral ρs tidak boleh kurang dari
ρs= 045 (
Ag
Ac-1)
f c
fy (34)
Software CSI Bridge
Computers and Structures Inc (CSI) Bridge merupakan salah satu software
yang dikembangkan oleh pihak CSI yang merupakan pelopor dalam
pengembangan software untuk analisis struktur dan gempa Tahap pemodelan
analisis dan desain dari struktur sebuah jembatan telah diintegrasikan dalam
software CSI Bridge untuk menciptakan perangkat komputer engineering yang
mendasar Dengan menggunakan CSI Bridge dapat didesain jembatan beton
maupan baja dengan cepat dan mudah Fitur parametric modeller memungkinkan
pengguna untuk membuat model jembatan sederhana hingga kompleks dan
membuat perubahan secara efisien dalam melakukan kontrol pada desain
(httpwwwcsiamericacomcsibridge)
Software PCA Col
PCAColumn (PCA Col) merupakan software yang dirancang untuk
mendesain dan memeriksa kapasitas penampang beton bertulang terhadap gaya
aksial dan momen lentur Bentuk penampang benton dapat berupa persegi empat
lingkaran hingga tidak beraturan dengan berbagai macam susunan dan pola
tulangan Selain itu efek kelangsingan kolom juga dapat diperhitungkan Dari
program tersebut dapat diperoleh diagram interaksi gaya aksial (P) dan momen
lentur (M) baik dalam sumbu uniaksial maupun biaksial dimana Mx dan My juga
dapat diplot terhadap sumbu biaksial dari kolom dan dinding geser yang tidak
beraturan (httppcacolumnsoftwareinformercom)
15
METODOLOGI
Waktu dan Tempat
Penelitian dilakukan pada bulan Februari ndash Juni 2013 yang diawali dengan
pengumpulan data Data penelitian diperoleh dari Satuan Kerja Pelaksanaan Jalan
Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A Struktur yang ditinjau adalah fly over
P106-P107 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425)
Gambar 8 Denah Lokasi Proyek yang Ditinjau
Proyek pembangunan jalan bebas hambatan Tanjung Priok merupakan
program strategis pemerintah dalam rangka meningkatkan kapasitas jaringan
transportasi kota Jakarta khususnya Jakarta Utara Proyek ini menjadi salah satu
upaya pengembangan Kawasan Strategis Nasional Tanjung Priok sebagai pusat
kegiatan ekspor-impor yang saat ini telah menempati peringkat ke-24 dunia untuk
arus peti kemas Jalan bebas hambatan yang dibangun berfungsi sebagai jalan
pintas untuk meningkatkan akses terhadap pelabuhan dan dalam jangka panjang
juga berfungsi sebagai penghubung ruas tol Jakarta Outer Ring Road (JORR)
dengan Jakarta Inter Urban Toll (JIUT)
Alat dan Bahan
Alat yang digunakan dalam penelitian ini adalah sebagai berikut
1 Komputer Intel CoreTM
Duo Processor T6600
2 Program CSI Bridge Versi 15 dan PCA Col
3 Program Microsoft Office Excel 2010
4 Program Autocad 2010
Bahan penelitian merupakan data sekunder berupa shop drawing Proyek Jalan
Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A yaitu data struktur P106-P107
16
Penggunaan shop drawing dikarenakan belum tersedianya data as built drawing
Data-data yang diperoleh meliputi
1 Denah dan gambar detail struktur fly over P106-P107 yang meliputi layout
fly over dimensi struktur jembatan serta gambar detail tendon dan tulangan
Struktur yang ditinjau memiliki kriteria desain sebagai berikut
a) Slab
Kuat tekan beton ( ) = 30 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic30 MPa = 2574296 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
b) PCU Girder
Kuat tekan beton ( ) = 40 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic40 MPa = 2972541 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Kuat tarik putus ( = 1860 MPa
Kuat leleh baja prategang ( ) = 1670 MPa
c) Pier Head
Kuat tekan beton ( ) = 35 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic40 MPa = 2780557 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Kuat tarik putus ( = 1860 MPa
Kuat leleh baja prategang ( ) = 1670 MPa
d) Pier
Tipe = Y Pier
Kuat tekan beton ( ) = 30 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic30 MPa = 2574296 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Tinggi pier ( ) = 22 m
Lebar pier ( = 35 m
Tebal pier ( ) = 45 m
e) Data soil investigation Bore Log (Lampiran 2)
2 Standar dan peraturan perencanaan sebagai berikut
RSNI T-02-2005 ldquoPembebanan untuk Jembatanrdquo
SNI 2833 2008 ldquoStandar Perencanaan Ketahanan Gempa untuk Jembatanrdquo
RSNI T-12-2004 ldquoPerencanaan Struktur Beton untuk Jembatanrdquo
SNI 03-3847-2002 ldquoTata Cara Perhitungan Struktur Beton untuk Bangunan
Gedungrdquo
17
Tahapan Penelitian
Tahapan penelitian tersaji dalam diagram alir sebagai berikut
Keterangan
1 Data sekunder merupakan shop drawing kontraktor PT Obayashi-Jaya
Konstruksi JO yang digunakan dalam penelitian ini sebagai acuan dalam
pemodelan jembatan
2 Peraturan dan standar perencanaan terkait dengan penelitian ini adalah Standar
Nasional Indonesia Peraturan pembebanan jembatan terdapat dalam RSNI T-
02-2005 Perencanaan ketahanan gempa untuk jembatan terdapat dalam SNI
2833 2008 Perencanaan struktur beton untuk jembatan terdapat dalam RSNI
T-12-2004
Mulai
Pengumpulan Data Penelitian dan Bahan Rujukan
Program CSI Bridge
Pemodelan
Struktur
Input
Pembebanan
Input
Spektrum Gempa
Gaya Dalam
Desain
Ulang
Tulangan
Selesai
Aman
Mu le Mn
u le n
Tu le Tn
Tidak
Ya
Gambar 9 Diagram Alir Penelitian
18
3 Program CSI Bridge digunakan untuk mempermudah dalam menganalisis
gaya dalam (internal force) yang bekerja akibat pembebanan Setelah
dilakukan pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum dapat
diperoleh nilai gaya dalam ultimit Analisis gaya dalam dilakukan dengan
membandingkan gaya dalam ultimit yang terjadi akibat pembebanan dengan
kapasitas nominal struktur fly over yang ditinjau
Pemodelan Struktur
a) Layout fly over
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri
dari 2 ruas jembatan kiri dan kanan dimana panjang 1 bentang (span)
sebesar 3575 m dengan jumlah bentang yang dianalisis sebanyak 3 span
Pendefinisian layout fly over pada program CSI Bridge dapat
menggunakan bridge wizard di menu Home
Gambar 10 Layout Line Struktur Fly Over
b) Material konstruksi dan penampang
Beton dengan = 30 MPa untuk slab dan pier
Beton dengan = 35 MPa untuk pier head
Beton dengan = 40 MPa untuk PCU Girder
Baja tulangan U39 dengan = 390 MPa
Baja tendon dengan fpy=1670 MPa dan fpu= 1860 MPa
19
Input material dilakukan pada menu Home-Bridge Wizard-Materials seperti pada
Gambar 12 berikut Sedangkan pemodelan penampang dilakukan pada menu
Components-Properties-Frame Properties-New-Frame Section Property Type
concrete-Precast U
Gambar 11 Input Material dan Penampang PCU Girder
Pendefinisian jumlah girder jarak antar girder dan tebal slab dilakukan pada
menu Components-Superstructure Deck Sections-New-Precast U Girder
Gambar 12 Penampang Superstruktur Jembatan
20
c) Jenis perletakan adalah tipe sendi-rol yang didefinisikan pada menu Home-
Bridge Wizards-Bearings
Gambar 13 Jenis Perletakan
d) Input pembebanan
Kombinasi pembebanan mengacu pada RSNI T-02-2005 Input
kombinasi pembebanan dilakukan pada menu DesignRating ndash Load
Combination ndash Add New Load Combination ndash Masukkan Load Case Name ndash
Load Case Type ndash Scale Factor ndash OK Contoh kombinasi pembebanan yang
telah diinputkan pada CSI Bridge terlihat pada gambar berikut
Gambar 14 Input Kombinasi Pembebanan
e) Input Respon Spektrum
Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 dibuat respon spektrum untuk
analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
21
CSI Bridge Respon spektrum diinputkan pada menu Loads ndash Functions ndash Respon
Spectrum ndash Add New Function ndash Pilih User ndash Masukkan Damping Ratio 005 ndash
Masukkan nilai Period dan Acceleration (Diperoleh dari hasil perhitungan
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010) ndash OK Pembuatan respon spektrum
gempa secara lebih rinci dijelaskan pada bab pembahasan
Gambar 15 Input Respon Spektrum Wilayah Jakarta
f) Hasil Gaya Dalam
Setelah pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum
struktur dapat dianalisis pada menu Analysis ndash Run Analysis ndash Pilih Load Case
yang ingin dianalisis ndash Run Analysis Hasil gaya dalam dapat ditampilkan pada
menu Home ndash Display ndash Show Bridge Superstructure Forces
Gambar 16 Contoh Momen Akibat Kombinasi Pembebanan
22
HASIL DAN PEMBAHASAN
Model Struktur Jembatan
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri dari 2
ruas jembatan kiri dan kanan dengan panjang total 10725 m Struktur terdiri dari
3 span dimana panjang satu span 3575 m Superstruktur jembatan ruas kiri terdiri
dari 4 girder dan ruas kanan terdiri dari 5 girder dengan tipe PCU dan memiliki
superelevasi sebesar 2 Struktur fly over tersebut ditopang oleh dua kolom cast
in site tipe Y-Pier dengan tinggi 22 m
Gambar 17 Pemodelan Struktur Fly Over
Gambar 19 Tampak Samping Struktur Fly Over
145 m 18 m
L total = 10725 m
Gambar 18 Tampak Depan Struktur Fly Over
23
Input Pembebanan
Pembebanan yang diinputkan pada program CSI Bridge mengacu pada
RSNI T-02-2005 (Tabel 40) mengenai Peraturan Pembebanan untuk Jembatan
dengan ragam kombinasi pada kondisi ultimit (Ultimate Limit States) sebagai
berikut
Tabel 7 Kombinasi Pembebanan
Nama
Kombinasi
Aksi
Permanen Aksi Transien Aksi Khusus
MS MA PS TD TT TB ET EW TTC
EQ-
X
EQ-
Y
ULS-1A 13 2 1 198 198 132
ULS-1B 13 2 1 198 198 132
ULS-1C 13 2 1 198 198 132
ULS-1D 13 2 1 198 198 132
ULS-4A 13 2 1 132 132
ULS-5A 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5B 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5C 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5D 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5E 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5F 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5G 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5H 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5I 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5J 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5K 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5L 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-5M 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5N 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5O 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5P 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-6A 13 2 1 198 198 1
ULS-6B 13 2 1 198 198 1
Keterangan
MS = Berat Sendiri
MA = Beban Mati Tambahan
PS = Pengaruh Prategang
TD = Beban Lajur ldquoDrdquo
TT = Beban Truk ldquoTrdquo
TB = Gaya Rem
ET = Beban Temperatur
EW = Beban Angin
TTC = Beban Tumbukan
EQ-X = Beban gempa dalam arah X
EQ-Y = Beban gempa dalam arah Y
24
Besarnya nilai beban-beban yang terjadi dapat dijabarkan dalam contoh
perhitungan sebagai berikut
1 Berat sendiri
PCU-Girder dan Slab
wc girder = 25 kNm3
wc slab = wc pier = 24 kNm3
Luas (A) girder = A satu girder x jumlah girder = 11915 m2 x 9 = 107235 m
2
A slab = tebal slab x lebar total jembatan = 025 m x (18 m+145 m) = 8125 m2
Berat girder = A girder x panjang total jembatan x wc girder
= 107235 m2 x 10725 m x 25 kNm
3
= 2875238 kN
Berat slab = A slab x panjang total jembatan x wc slab
= 10723 m2 x 10725 m x 24 kNm
3
= 2091375 kN
Pier
A pier segmen 1 = 2 m x 45 m = 9 m2
A pier segmen 2 = 20565 m2
Panjang pier segmen 1 = 7088 m
Panjang pier segmen 2 = 17147 m
Berat pier segmen 1 = A pier x panjang pier x wc pier
= 9 m2 x 7088 m x 24 kNm
3 = 153103 kN
Berat pier segmen 2 = A pier x panjang pier x wc pier
= 20565 m2 x 17147 m x 24 kNm
3
= 8463073 kN
Berat pier = 153103 kN + 8463073 kN = 9994103 kN
Total berat sendiri = Berat girder + slab + pier
= 2875238 kN + 2091375 kN + 9994103 kN
= 5966023 kN
2 Beban Mati Tambahan
Aspal
wc aspal = 22 kNm3
Tebal aspal = 75 cm
Perhitungan beban mati tambahan dengan menggunakan persamaan (1)
dapat dijabarkan sebagai berikut
Berat aspal = wcLA
= 22 kNm3 x 10725 m x (325 m x 0075 m)
= 5751281 kN
Parapet
wc parapet = 24 kNm3
A parapet = 0526 m2
Berat parapet = wcLA
= 24 kNm3 x 10725 m x 0526 m
2
= 1353924 kN
Total beban mati tambahan = berat aspal + parapet
= 5751281 kN + 1353924 kN
= 7105205 kN
25
3 Beban Lajur D
Beban Terbagi Rata (BTR)
Terdiri dari 7 kombinasi arah longitudinal dengan jumlah lajur
jembatan ruas kiri = 4 lajur dan jembatan ruas kanan = 5 lajur
Total kombinasi arah longitudinal
Jembatan Kiri = 7 x 4 = 28 kombinasi
Jembatan Kanan = 7 x 5 = 35 kombinasi
Terdiri dari 3 kombinasi dalam arah transversal dengan jarak dan
intensitas beban sebagai berikut
Jembatan Kiri
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 28 x 3
= 84 kombinasi
Jembatan Kanan
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 35 x 3
= 105 kombinasi
Nilai q dihitung menggunakan persamaan (3) untuk panjang 1 bentang gt 30 m
dimana panjang 1 span fly over = 3575 m
Contoh perhitungan nilai q sebagai berikut
q = 90 (05 15
3575 ) = 828 kPa
Gambar 20 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kiri
Gambar 21 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kanan
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
100 50
Keterangan
Keterangan
100 50
11 m 2 m 1 m 11 m 1 m 2 m 11 m
1375 m 275 m 1375 m 1375 m 1375 m 275 m 1375 m
26
Tabel 8 Kombinasi Beban ldquoDrdquo Arah Longitudinal Jembatan
Nama Span yang Dibebani Total Panjang
q (kNm2)
Kombinasi Span
1
Span
2
Span
3 Dibebani (m)
1 3575 828
2 3575 828
3 3575 828
4 715 639
5 715 639
6
7
715
10725
639
576
BTR diinputkan dalam bentuk beban garis sehingga nilai q (kNm2) dikalikan
lebar lajur yang dibebani (m)
Beban Garis Terpusat (BGT)
BGT diinputkan dalam bentuk beban titik pada program CSI Bridge sehingga nilai
intensitas p dikalikan dengan lebar lajur yang dibebani (m)
Beban garis = intensitas p x lebar lajur
= 49 kNm x 35 m
= 1715 kN
Dalam input BGT pada program digunakan faktor beban dinamis
senilai 14
4 Beban Truk ldquoTrdquo
Kendaraan truk yang digunakan adalah truk dengan berat 50 ton
Gambar 22 Input Beban Truk ldquoTrdquo
5 Gaya Rem
Gaya rem diinputkan sebagai beban titik dengan nilai sebagai berikut
Jembatan Kiri
Gaya rem per pier = nilai q terbesar x lebar lajur x panjang 1 span
jembatan x 5
27
= 9 kN
m2 x 145 m x 3575 m x 5
2 = 11663 kN
Jembatan Kanan
Gaya rem per pier = 9 kN
m2 x 18 m x 3575 m x 5
2 = 14479 kN
6 Pengaruh Temperatur
Gambar 23 Input Pengaruh Temperatur
7 Beban Angin
Diketahui
Cw = 125 (Tabel 3)
Vw = 35 ms (Tabel 2)
Ab = 198413 m2
Dengan menggunakan persamaan (4)
TE = 00006 Cw w 2Ab
= 00006 x 125 x 352 x 198413
= 18229 kN
TEW per pier = 18229 kN
4= 45573 kN
8 Tumbukan
100 kN
1
00
F
x
10o
Gambar 24 Proyeksi Tumbukan pada Pier Terhadap Sumbu X dan Sumbu Y
Fx
Fy
28
Tumbukan pada pier diinputkan sebagai beban titik dengan perhitungan sebagai
berikut
Fx = 100 kN x sin 100
= 17365 kN
Fy = 100 kN x cos 100
= 98481 kN
9 Beban Gempa
Pada penelitian ini analisis gempa dinamis dilakukan menggunakan grafik
respon spektrum Dalam pembuatan respon spektrum terlebih dahulu dilakukan
klasifikasi site (jenis tanah) lokasi yang ditinjau berdasarkan hasil penyelidikan
tanah (bore log) Dari data bore log dapat dihitung nilai rata-rata hasil uji
penetrasi standar (SPT) menggunakan persamaan (5) dengan hasil yang tertera
pada tabel berikut ini
Tabel 9 Perhitungan Nilai
Lapisan Kedalaman NSPT Tebal
(TebalSPT)
0 000 0 000 0000
1 330 2 330 1650
2 524 2 194 0971
3 723 2 198 0992
4 924 2 202 1009
5 1130 2 206 1028
6 1323 2 193 0963
7 1530 5 207 0415
8 1730 6 200 0333
9 1930 4 200 0500
10 2130 9 200 0222
11 2330 19 200 0105
12 2507 50 177 0035
13 2626 50 118 0024
14 2725 50 099 0020
15 2822 50 097 0019
16 2921 50 099 0020
17 3006 50 086 0017
3006 8324 3612
Diperoleh = 3612 dimana Σ Tebal Σ SPTfrasl yang menunjukkan bahwa jenis
tanah wilayah Tanjung Priok termasuk kelas situs E yaitu jenis tanah lunak
(Tabel 4) Selanjutnya dihitung nilai akselerasi respons spektra puncak untuk
periode pendek dan periode 1 detik dan desain akselerasi respon spektra
29
Gambar 25 (a) Peta Percepatan Puncak (PGA) wilayah Jakarta
(b) Peta Respon Spektra 02 detik (Ss) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
(c) Peta Respon Spektra 1 detik (S1) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
PGA (Peak Ground Acceleration) merupakan percepatan maksimum yang
menunjukkan intensitas daripada pergerakan lapisan tanah Berdasarkan Gambar 8
dapat diketahui bahwa wilayah yang ditinjau (Tanjung Priok Jakarta Utara)
memiliki nilai PGA 03 ndash 04 g Pendekatan angka menggunakan skala batas atas
dari nilai yang diketahui sehingga diambil nilai 04 g Wilayah Jakarta terdapat
pada zona dengan nilai respon spektra 02 detik probabilitas terlampaui 2 dalam
50 tahun (Ss) = 07 g dan nilai respon spektra 1 detik probabilitas terlampaui 2
dalam 50 tahun (S1 ) = 03 g Kemudian dengan interpolasi nilai Ss dan S1
menggunakan Tabel 5 amp 6 untuk tanah kelas E diperoleh nilai Fa dan Fv berturut-
turut sebesar 13 dan 28
Akselerasi respons spektra puncak periode pendek (SMS) dapat dihitung
dengan persamaan (6) sehingga SMS = 13 x 07 = 091 Akselerasi respons
spektra puncak periode 1 detik (SM1) dapat dihitung dengan persamaan (7)
sehingga SM1 = 28 x 03 = 084 Selanjutnya desain parameter akselerasi respon
spektra periode pendek dapat dihitung dengan persamaan (8) sehingga SDS =
091 = 07963 dan nilai desain parameter respon spektra periode 1 detik dapat
dihitung dengan persamaan (9) sehingga SD1 =
084 = 07350 Faktor
diperoleh dari konversi penggunaan peta gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
karena struktur yang ditinjau merupakan jembatan khusus dengan umur rencana
100 tahun Nilai Sa dihitung menggunakan persamaan 10-13 yang hasilnya
disajikan pada Tabel 10 Nilai T dan Sa diplot membentuk grafik respon spektrum
untuk analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
CSI Bridge
30
Tabel 10 Akselerasi Spektrum Gempa Wilayah Jakarta
T (det) Sa T (det) Sa
00000 03185 2 03675
01846 07963 21 03500
09231 07963 22 03341
1 07350 23 03196
11 06682 24 03063
12 06125 25 02940
13 05654 26 02827
14 05250 27 02722
15 04900 28 02625
16 04594 29 02534
17 04324 3 02450
18 04083 31 02371
19 03868 32 02297
Gambar 26 Grafik Respon Spektrum Wilayah
Jakarta Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010
Hasil Gaya Dalam (Internal Force)
a) Berat Sendiri
Kontrol perhitungan manual
Diketahui
Ag satu girder = 11915 m2
frsquoc girder = 40 MPa
wc girder = 25 kNm3
Tebal slab = 25 cm
frsquoc slab = 30 MPa
wc slab = 24 kNm3
Perhitungan
q slab = tebal slab x spasi antar girder x wc slab
= 025 m x 3567 m x 24 kNm3
= 21402 kNm
q girder = Ag girder x wc girder
= 11915 m2 x 25 kNm
3
= 29788 kNm
M girder = 1
8 q L2
= 1
8 29788 kN mfrasl 35
2 m
= 456129 kN-m
M slab = 1
8 q L2
= 1
8 21402 kN mfrasl 35
2 m
= 327718 kN-m
M girder + M slab = 456129 + 327718 = 783847 kN-m
31
Perhitungan momen secara manual dibandingkan dengan hasil yang ditampilkan
pada program CSI Bridge
Gambar 27 Hasil Momen Akibat Berat Sendiri pada Jembatan
Jembatan kiri terdapat 4 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 4 = 3135388 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min+M max = 28019386 kN-m + 7949228 kN-m
= 28814308 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
Jembatan kanan terdapat 5 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 5 = 3919235 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min + M max = 3494893 kN-m + 9915171 kN-m
= 35940447 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
b) Ultimate Limit States (ULS)
Kombinasi pembebanan yang menghasilkan gaya dalam maksimum
sepanjang jembatan adalah kombinasi ULS-5I (Tabel 7)
Gambar 28 Hasil Gaya Dalam Akibat Kombinasi Pembebanan ULS 5-I
32
c) Kontrol Lendutan
Lendutan maksimum yang diizinkan adalah L
800 =
35750 mm
800 = 4469 mm
sedangkan lendutan yang terjadi pada fly over dari program CSI Bridge
adalah 213 mm sehingga struktur dikatakan aman
Perhitungan Tendon
Dalam perhitungan tendon dan tulangan digunakan momen maksimal yang
terjadi pada penampang yang ditinjau
Tendon pada girder
Data Tendon
D tendon = 05 inchi = 127 mm = 00127 m
Ast = 987 mm2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Girder
Ag (Ax) = 11915 m2
Iz = 04204 m4
yt = 097 m
yb = 088 m
eb = 058 m
-Menghitung gaya prategang P
M berat sendiri = 801826 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 188156 kN-m
M beban hidup = 510983 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 1500965 kN-m
P2=
MybIz
-σb
1
Ax
ebybIz
P2=
150096 x 088
04204 3000
1
11915
058 x 088
04204 = 1384018 kN
Gambar 29 Deformasi yang Terjadi pada Struktur Akibat Beban Hidup
33
P1= Ast x x f u
= 00000987 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl = 110149 kN
Jumlah tendon yang diperlukan= P2
P1= 1384018 kN
110149 kN=125 tendon
Jumlah tendon eksisting = 110 tendon
Jumlah tendon hasil perhitungan yang melebihi tendon eksisting dapat disebabkan
karena perbedaan penggunaan jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo Perhitungan yang
dilakukan menggunakan semua kemungkinan kombinasi baik dalam arah
longitudinal maupun transversal jembatan (sub bab input pembebanan) Selain itu
dapat juga dikarenakan perbedaan dalam pemodelan panjang girder yang
menyebabkan terjadinya kelebihan momen
Tendon pada pier head
Data Tendon
D tendon = 06 inchi = 1524 mm = 0015 m
Ast = 1387 mm2 = 00001387 m
2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Pier Head
Ag (Ax) = 128765 m2
Iz = 6967 m4
yt = 139 m
yb = 123 m
et pada momen maksimal = 04396 m
et pada penampang kritis = 0702 m
-Menghitung P menggunakan Momen Pada Penampang Kritis (Mcr)
M berat sendiri = 41612388 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 7073499kN-m
M beban hidup = 14947156 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 63633043 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
63633043 x 139
3000
1
12875
0702 x 139
6967 = 40860556 kN
P1= Ast x x f u
= 00001387 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl =154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=
40860556 kN
154789 kN= 264 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
34
Berdasarkan jumlah tendon eksisting yang melebihi tendon yang diperlukan
dapat diasumsikan bahwa pier head tersebut tidak didesain menggunakan momen
pada penampang kritis (Mcr) Pada saat dibebani retak terjadi pada perubahan
geometri atau pada penampang kritis sehingga pada umumnya desain cukup
menggunakan Mcr yang nilainya lebih kecil daripada momen maksimal
-Menghitung P menggunakan Momen Maksimal (Mmax)
M berat sendiri = 57265256 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 8941951kN-m
M beban hidup = 20374506 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 86581713 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
865817123 x 139
6967 3000
1
12875
x 139
6967 = 86320521 kN
P1= 154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=86320521 kN
154789 kN= 558 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
Dengan menggunakan momen maksimum yang terjadi pada pier head hasil
perhitungan jumlah tendon yang diperlukan mendekati jumlah tendon eksisting
sehingga dapat diasumsikan struktur tersebut didesain menggunakan momen
maksimum Penggunaan momen maksimum yang terjadi menyebabkan
penambahan jumlah tendon dalam desain
Jumlah tendon eksisting Jumlah tendon yang diperlukan OK
Perhitungan Tulangan
Slab
-Tulangan Lentur Positif
Momen di lapangan Mu pada slab = 10333 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d = ndash drsquo= 250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
10333
08=12916 kN-m
Faktor tahanan momen = Mnx10
6
bd2 =
12916 x106
1000 x 2102= 2929
35
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2929
085 x 30 = 00079
ρmin
= 25 x 14
fy= 25 x
14
390= 0000897
Digunakan = 00079 sehingga
As= ρ b d = 00079 x 1000 mm x 210 mm = 167983 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 167983 mm2
= 1687 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
-Tulangan Lentur Negatif
Momen di tumpuan Mu pada slab = 9504 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d ndash drsquo=250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
9504
08=1188 kN-m
Faktor tahanan momen Rn=Mnx10
6
bd2 =
1188 x106
1000 x 2102= 2694
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2694
085 x 30 = 00073
ρmin
= 25 x 14
fy=25 x
14
390= 0000897
Digunakan ρ = 00073 sehingga
As= ρ b d = 00073 x 1000 mm x 210 mm =153652 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
36
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 153652 mm2
= 18443 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
- Tulangan Geser
Gaya geser Vu pada slab = 35306 kN
Kuat geser nominal yang disumbangkan oleh slab
c=
(
radicf
rsquoc
6
)
bwd =(radic30
6) 1000 x 210 = 19170289 kN
Vc = 06 x = 11502174 kN
u c tidak dibutuhkan tulangan geser
Girder
-Tulangan Lentur
Mu = 24895989 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 13 mm dengan jumlah 8 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 8 =
1
4 314 13
2 x 8 = 106132 mm2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan
(16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fcrsquo
d
dp ω- ωrsquo ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
10857 mm2
fps = 1860 (1 04
077 [00091
1860
40 2050
1800 (00414 00335 ])
= 18599 MPa
Menghitung lebar efektif Be
Diketahui tebal slab ho = 25 cm
Lebar efektif diambil nilai terkecil dari L
4 =
3575 m
4= 894 m
Jarak antar girder s = 3567 m
12 = 12 x 025 = 3 m Diambil Be = 3 m
Eslab = 2574296 MPa
Egirder = 2972541 MPa
n = Eslab
Egirder
= 2574296 MPa
2972541 MPa= 087
Sehingga Be = n x 3 m = 087 x 3 m = 261 m = 2610 mm
37
h = h girder + h slab = 250 + 1850 = 2100 mm
tebal selimut beton drsquo = 50 mm
d = h ndash drsquo
= 2100 mm ndash 50 mm = 2050 mm
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
Aps fps As fy = 085 fcrsquoab
10857 mm2
x 18599 MPa+106132 mm2 x 390 MPa = 085 x 40 MPa x a x
2610 mm
a = 23223 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16)
dengan nilai = 08 adalah sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d-a
2) As fy (d-
a
2)+
= 08 x 10857 mm2 x 18599 MPa (2050 mm-
23223 mm
2) +
106132 mm2
x 390 MPa (2050 mm-23223 mm
2)
= 31242337 kN-m + 640371 kN-m
= 31882709 kN-m
Mn = 31882709 kN-m gt Mu = 24720615 kN-m (OK memenuhi syarat)
Cara yang telah dijabarkan diatas merupakan cara mendesain kekuatan
lentur balok prategang dengan pendekatan trial and error diameter tulangan dan
jumlah tulangan dalam Nawy (2001) Dengan menggunakan pendekatan tersebut
terlebih dahulu dilakukan pemeriksaan terhadap tulangan eksisting menggunakan
data sekunder Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa kapasitas momen
nominal yang disumbangkan oleh tendon Mn tendon lebih besar daripada
momen ultimit yang terjadi Mu akibat pembebanan sehingga momen cukup
ditahan oleh tendon (tidak dibutuhkan tulangan lentur) Tulangan eksisting yang
digunakan merupakan tulangan susut yang berfungsi mencegah terjadinya retak
pada beton
tulangan susut = 00018 x luas penampang girder Ag
= 00018 x 11915 m2
= 00021447 m
2
Digunakan D-13 sehingga = 21447 mm2
1
4 d
2=
21447 m2
1
4 13
2= 16 lt n eksisting = 40
Menurut SNI 03-2847-2002 tentang Tata Cara Perhitungan Struktur Beton
untuk Bangunan Gedung jumlah tulangan susut dan suhu harus dipasang dengan
jarak tidak lebih dari lima kali tebal plat atau 450 mm Jarak maksimum antara
tulangan susut eksisting = 330 mm (lt 450 mm) sehingga tulangan tersebut dari
segi jumlah dan jarak antar tulangan memenuhi syarat
-Tulangan Geser
Girder di tumpuan
Ag = 2682500 mm2
h = 1850 mm
d = h-drsquo= 1850 mm ndash 50 mm = 1800 mm
bw = 1000 mm
38
Gaya geser di tumpuan = 300256 kN dan gaya aksial = 420053 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 420053
14 x 2682500 mm2 ) (
radic40
6) 1000 mm x 1800 mm
= 2109587 kN
c = 06 x 2109587 kN = 1265752 kN u = n
= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit
yang terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (300256 kN ndash (06 x 2109587 kN))06 = 2894674 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av = 2894674 x 103
390 MPa x 1800 mm
mm
= 515433 mm2
Digunakan D-22 sehingga n= Av
1
4 D2
= mm2
1
4 22
2=136 2 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 7 OK
Girder di lapangan
Ag = 1191500 mm2
h = 1850 mm
tulangan utama dan tulangan geser = D 13
d = h - drsquo- 13 - 05 x 13 = 17805 mm
= 1850 ndash 50 ndash 13 ndash (05 x 13) = 17805 mm
bw = 600 mm
Gaya geser di lapangan =193044 kN dan gaya aksial = 274113 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 274113
14 x 1191500 mm2 ) (
radic40
6) 600 mm x 17805 mm
= 1311133 kN
c= 06 x 1311133 kN = 78668 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang
terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
39
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (193044 kN ndash (06 x 1311133 kN))06 = 1906273 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av= 1906273 kN x 10
3
390 MPa x 17805 mm
150 mm
= 411784 mm2
Digunakan D-13 sehingga n= Av
1
4 D2
= 411784 mm2
1
4 13
2= 3103 4 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 4 OK
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 5215433 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Girder dianggap sebagai penampang berongga dinding tipis sehingga besar
modulus puntir = 2 Ambw dimana adalah girder
Jt = 2 x 1191500 mm2 x 2610 mm
= 6219630000 mm3
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 6219630000 (03 radic )radic1 10 1034
= 190101E+11 N-mm = 19010103 kN-m
Tc = 06 x 19010103 kN-m = 11406062 kN-m
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa nilai lebih besar dari sehingga
beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan torsi)
Pier Head
-Tulangan Lentur
Mu = 93134113 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 19 mm dengan jumlah 32 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 25=
1
4 314 x19
2 x 32 = 906832 mm
2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan (16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
Aps = 79059 mm2
fps = 1860 (1 04
081 [00061
1860
35 2520
1670 (00131 00196 ])
588537 MPa
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
40
Aps fps As fy= 085 fc ab
79059 mm2 x 588537 MPa + 906832mm
2 x 390 MPa = 085 x 35 MPa x a x
4500 mm
a = 373974 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16) dengan nilai
= 08 dapat dijabarkan sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d -a
2) As fy (d -
a
2)+
= 08 x 79059 mm2 x 588537 MPa (2520 mm-
373974 mm
2) +
906832 mm2 x 390 MPa (2520 mm-
373974 mm
2)
= 86842499 kN-m + 66008303 kN-m
= 108290509 kN-m
Mn = 93443330 kN-m gt Mu = 93134113 kN-m (OK memenuhi syarat)
-Tulangan Geser
Ag = 12876500 mm2
h = 2620 mm
d = h - d = 2620 mm ndash 100 mm = 2520 mm
= 4500 mm
Gaya geser u di tumpuan = 2011783 kN dan gaya aksial = 241249 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicf c
6) bwd
= (1 241249 kN
14 x 12876500 mm2 ) (
radic35
6) 4500 mm x 2520 mm
= 1118154 kN
c = 06 x 1118154 kN = 6708924 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa tahanan geser yang disumbangkan
oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang terjadi
sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (2011783 kN ndash 6708924 kN)06 = 1676113 kN
s = Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan
Av= s
fy x d
s
Av= 1676113 kN x 10
3
390 MPa x 2520 mm
125 mm
= 2131808 mm2
Digunakan D-16 sehingga n= Av
1
4 D2
= 2131808 mm2
1
4 16
2=106 11 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 8-D16 dan 2-D25 OK
41
Selisih jumlah tulangan D-16 antara hasil perhitungan dengan eksisting sebanyak
3 tulangan telah ditutupi dengan penggunaan 2 tulangan D-25 pada eksisting
sehingga tulangan tersebut dikatakan memenuhi syarat
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 1617885 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Untuk penampang segiempat masif modulus puntir Jt= 04x2y
Jt = 04 x 45002 mm x 2620 mm
= 21222 x 106 Nmm = 21222 kN-m
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 21222 x 106 Nmm (03 radic35 MPa)radic1
10 x 1034 MPa
35
= 6485 x 1011
N-mm = 648487513 kN-m
Tc= 06 x 648487513 kN-m = 389092507 kN-m
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa nilai Tc lebih besar dari Tu
sehingga beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan
torsi)
Pemeriksaan Kolom
Struktur kolom tidak hanya menerima beban aksial vertikal tetapi juga
momen lentur sehingga analisis kolom diperhitungkan untuk menyangga beban
aksial desak dengan eksentrisitas tertentu (Nasution 2009) Pada penelitian ini
analisis kolom dilakukan menggunakan program PCA Col untuk memeriksa
kapasitas tulangan eksisting terhadap beban yang bekerja pada struktur Beban
aksial dan momen yang diinputkan diperoleh dari program CSI Bridge Analisis
kolom dilakukan pada pier segmen 1 dan pier segmen 2 yang masing-masing
memiliki dimensi dan susunan tulangan yang berbeda
Gambar 30 Pemodelan Pier
Pier Segmen 1
Pier
Segmen 2
42
Pier Segmen 1
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1 dimana
aksial (P) maksimum 4181749 kN yang menghasilkan M33 sebesar 920863 kN-m
dan M22 sebesar 796380 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu M33 maksimum
sebesar 1862805 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar 218102 kN- m dan aksial
(P) sebesar 4326789 kN
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1
Dari data yang telah diinputkan diperoleh diagram interaksi seperti pada
Gambar 30 Terlihat baik pada kombinasi 1 dan 2 beban masih berada di area
tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan bahwa kombinasi pembebanan
mampu ditahan oleh pier sehingga pier dikatakan aman terhadap beban yang
bekerja
Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1
43
Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2
Pier Segmen 2
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1
dimana aksial (P) maksimum 629513 kN yang menghasilkan M33 sebesar
38634 kN-m dan M22 sebesar 74265 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu
M33 maksimum sebesar 248387 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar
73617 kN-m dan aksial (P) sebesar 721377 kN
Berdasarkan data yang inputkan diperoleh diagram interaksi pier untuk pier
segmen 2 sebagai berikut
Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
15
METODOLOGI
Waktu dan Tempat
Penelitian dilakukan pada bulan Februari ndash Juni 2013 yang diawali dengan
pengumpulan data Data penelitian diperoleh dari Satuan Kerja Pelaksanaan Jalan
Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A Struktur yang ditinjau adalah fly over
P106-P107 (Sta7+38850 ~ Sta7+42425)
Gambar 8 Denah Lokasi Proyek yang Ditinjau
Proyek pembangunan jalan bebas hambatan Tanjung Priok merupakan
program strategis pemerintah dalam rangka meningkatkan kapasitas jaringan
transportasi kota Jakarta khususnya Jakarta Utara Proyek ini menjadi salah satu
upaya pengembangan Kawasan Strategis Nasional Tanjung Priok sebagai pusat
kegiatan ekspor-impor yang saat ini telah menempati peringkat ke-24 dunia untuk
arus peti kemas Jalan bebas hambatan yang dibangun berfungsi sebagai jalan
pintas untuk meningkatkan akses terhadap pelabuhan dan dalam jangka panjang
juga berfungsi sebagai penghubung ruas tol Jakarta Outer Ring Road (JORR)
dengan Jakarta Inter Urban Toll (JIUT)
Alat dan Bahan
Alat yang digunakan dalam penelitian ini adalah sebagai berikut
1 Komputer Intel CoreTM
Duo Processor T6600
2 Program CSI Bridge Versi 15 dan PCA Col
3 Program Microsoft Office Excel 2010
4 Program Autocad 2010
Bahan penelitian merupakan data sekunder berupa shop drawing Proyek Jalan
Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A yaitu data struktur P106-P107
16
Penggunaan shop drawing dikarenakan belum tersedianya data as built drawing
Data-data yang diperoleh meliputi
1 Denah dan gambar detail struktur fly over P106-P107 yang meliputi layout
fly over dimensi struktur jembatan serta gambar detail tendon dan tulangan
Struktur yang ditinjau memiliki kriteria desain sebagai berikut
a) Slab
Kuat tekan beton ( ) = 30 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic30 MPa = 2574296 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
b) PCU Girder
Kuat tekan beton ( ) = 40 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic40 MPa = 2972541 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Kuat tarik putus ( = 1860 MPa
Kuat leleh baja prategang ( ) = 1670 MPa
c) Pier Head
Kuat tekan beton ( ) = 35 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic40 MPa = 2780557 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Kuat tarik putus ( = 1860 MPa
Kuat leleh baja prategang ( ) = 1670 MPa
d) Pier
Tipe = Y Pier
Kuat tekan beton ( ) = 30 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic30 MPa = 2574296 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Tinggi pier ( ) = 22 m
Lebar pier ( = 35 m
Tebal pier ( ) = 45 m
e) Data soil investigation Bore Log (Lampiran 2)
2 Standar dan peraturan perencanaan sebagai berikut
RSNI T-02-2005 ldquoPembebanan untuk Jembatanrdquo
SNI 2833 2008 ldquoStandar Perencanaan Ketahanan Gempa untuk Jembatanrdquo
RSNI T-12-2004 ldquoPerencanaan Struktur Beton untuk Jembatanrdquo
SNI 03-3847-2002 ldquoTata Cara Perhitungan Struktur Beton untuk Bangunan
Gedungrdquo
17
Tahapan Penelitian
Tahapan penelitian tersaji dalam diagram alir sebagai berikut
Keterangan
1 Data sekunder merupakan shop drawing kontraktor PT Obayashi-Jaya
Konstruksi JO yang digunakan dalam penelitian ini sebagai acuan dalam
pemodelan jembatan
2 Peraturan dan standar perencanaan terkait dengan penelitian ini adalah Standar
Nasional Indonesia Peraturan pembebanan jembatan terdapat dalam RSNI T-
02-2005 Perencanaan ketahanan gempa untuk jembatan terdapat dalam SNI
2833 2008 Perencanaan struktur beton untuk jembatan terdapat dalam RSNI
T-12-2004
Mulai
Pengumpulan Data Penelitian dan Bahan Rujukan
Program CSI Bridge
Pemodelan
Struktur
Input
Pembebanan
Input
Spektrum Gempa
Gaya Dalam
Desain
Ulang
Tulangan
Selesai
Aman
Mu le Mn
u le n
Tu le Tn
Tidak
Ya
Gambar 9 Diagram Alir Penelitian
18
3 Program CSI Bridge digunakan untuk mempermudah dalam menganalisis
gaya dalam (internal force) yang bekerja akibat pembebanan Setelah
dilakukan pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum dapat
diperoleh nilai gaya dalam ultimit Analisis gaya dalam dilakukan dengan
membandingkan gaya dalam ultimit yang terjadi akibat pembebanan dengan
kapasitas nominal struktur fly over yang ditinjau
Pemodelan Struktur
a) Layout fly over
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri
dari 2 ruas jembatan kiri dan kanan dimana panjang 1 bentang (span)
sebesar 3575 m dengan jumlah bentang yang dianalisis sebanyak 3 span
Pendefinisian layout fly over pada program CSI Bridge dapat
menggunakan bridge wizard di menu Home
Gambar 10 Layout Line Struktur Fly Over
b) Material konstruksi dan penampang
Beton dengan = 30 MPa untuk slab dan pier
Beton dengan = 35 MPa untuk pier head
Beton dengan = 40 MPa untuk PCU Girder
Baja tulangan U39 dengan = 390 MPa
Baja tendon dengan fpy=1670 MPa dan fpu= 1860 MPa
19
Input material dilakukan pada menu Home-Bridge Wizard-Materials seperti pada
Gambar 12 berikut Sedangkan pemodelan penampang dilakukan pada menu
Components-Properties-Frame Properties-New-Frame Section Property Type
concrete-Precast U
Gambar 11 Input Material dan Penampang PCU Girder
Pendefinisian jumlah girder jarak antar girder dan tebal slab dilakukan pada
menu Components-Superstructure Deck Sections-New-Precast U Girder
Gambar 12 Penampang Superstruktur Jembatan
20
c) Jenis perletakan adalah tipe sendi-rol yang didefinisikan pada menu Home-
Bridge Wizards-Bearings
Gambar 13 Jenis Perletakan
d) Input pembebanan
Kombinasi pembebanan mengacu pada RSNI T-02-2005 Input
kombinasi pembebanan dilakukan pada menu DesignRating ndash Load
Combination ndash Add New Load Combination ndash Masukkan Load Case Name ndash
Load Case Type ndash Scale Factor ndash OK Contoh kombinasi pembebanan yang
telah diinputkan pada CSI Bridge terlihat pada gambar berikut
Gambar 14 Input Kombinasi Pembebanan
e) Input Respon Spektrum
Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 dibuat respon spektrum untuk
analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
21
CSI Bridge Respon spektrum diinputkan pada menu Loads ndash Functions ndash Respon
Spectrum ndash Add New Function ndash Pilih User ndash Masukkan Damping Ratio 005 ndash
Masukkan nilai Period dan Acceleration (Diperoleh dari hasil perhitungan
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010) ndash OK Pembuatan respon spektrum
gempa secara lebih rinci dijelaskan pada bab pembahasan
Gambar 15 Input Respon Spektrum Wilayah Jakarta
f) Hasil Gaya Dalam
Setelah pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum
struktur dapat dianalisis pada menu Analysis ndash Run Analysis ndash Pilih Load Case
yang ingin dianalisis ndash Run Analysis Hasil gaya dalam dapat ditampilkan pada
menu Home ndash Display ndash Show Bridge Superstructure Forces
Gambar 16 Contoh Momen Akibat Kombinasi Pembebanan
22
HASIL DAN PEMBAHASAN
Model Struktur Jembatan
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri dari 2
ruas jembatan kiri dan kanan dengan panjang total 10725 m Struktur terdiri dari
3 span dimana panjang satu span 3575 m Superstruktur jembatan ruas kiri terdiri
dari 4 girder dan ruas kanan terdiri dari 5 girder dengan tipe PCU dan memiliki
superelevasi sebesar 2 Struktur fly over tersebut ditopang oleh dua kolom cast
in site tipe Y-Pier dengan tinggi 22 m
Gambar 17 Pemodelan Struktur Fly Over
Gambar 19 Tampak Samping Struktur Fly Over
145 m 18 m
L total = 10725 m
Gambar 18 Tampak Depan Struktur Fly Over
23
Input Pembebanan
Pembebanan yang diinputkan pada program CSI Bridge mengacu pada
RSNI T-02-2005 (Tabel 40) mengenai Peraturan Pembebanan untuk Jembatan
dengan ragam kombinasi pada kondisi ultimit (Ultimate Limit States) sebagai
berikut
Tabel 7 Kombinasi Pembebanan
Nama
Kombinasi
Aksi
Permanen Aksi Transien Aksi Khusus
MS MA PS TD TT TB ET EW TTC
EQ-
X
EQ-
Y
ULS-1A 13 2 1 198 198 132
ULS-1B 13 2 1 198 198 132
ULS-1C 13 2 1 198 198 132
ULS-1D 13 2 1 198 198 132
ULS-4A 13 2 1 132 132
ULS-5A 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5B 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5C 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5D 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5E 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5F 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5G 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5H 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5I 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5J 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5K 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5L 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-5M 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5N 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5O 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5P 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-6A 13 2 1 198 198 1
ULS-6B 13 2 1 198 198 1
Keterangan
MS = Berat Sendiri
MA = Beban Mati Tambahan
PS = Pengaruh Prategang
TD = Beban Lajur ldquoDrdquo
TT = Beban Truk ldquoTrdquo
TB = Gaya Rem
ET = Beban Temperatur
EW = Beban Angin
TTC = Beban Tumbukan
EQ-X = Beban gempa dalam arah X
EQ-Y = Beban gempa dalam arah Y
24
Besarnya nilai beban-beban yang terjadi dapat dijabarkan dalam contoh
perhitungan sebagai berikut
1 Berat sendiri
PCU-Girder dan Slab
wc girder = 25 kNm3
wc slab = wc pier = 24 kNm3
Luas (A) girder = A satu girder x jumlah girder = 11915 m2 x 9 = 107235 m
2
A slab = tebal slab x lebar total jembatan = 025 m x (18 m+145 m) = 8125 m2
Berat girder = A girder x panjang total jembatan x wc girder
= 107235 m2 x 10725 m x 25 kNm
3
= 2875238 kN
Berat slab = A slab x panjang total jembatan x wc slab
= 10723 m2 x 10725 m x 24 kNm
3
= 2091375 kN
Pier
A pier segmen 1 = 2 m x 45 m = 9 m2
A pier segmen 2 = 20565 m2
Panjang pier segmen 1 = 7088 m
Panjang pier segmen 2 = 17147 m
Berat pier segmen 1 = A pier x panjang pier x wc pier
= 9 m2 x 7088 m x 24 kNm
3 = 153103 kN
Berat pier segmen 2 = A pier x panjang pier x wc pier
= 20565 m2 x 17147 m x 24 kNm
3
= 8463073 kN
Berat pier = 153103 kN + 8463073 kN = 9994103 kN
Total berat sendiri = Berat girder + slab + pier
= 2875238 kN + 2091375 kN + 9994103 kN
= 5966023 kN
2 Beban Mati Tambahan
Aspal
wc aspal = 22 kNm3
Tebal aspal = 75 cm
Perhitungan beban mati tambahan dengan menggunakan persamaan (1)
dapat dijabarkan sebagai berikut
Berat aspal = wcLA
= 22 kNm3 x 10725 m x (325 m x 0075 m)
= 5751281 kN
Parapet
wc parapet = 24 kNm3
A parapet = 0526 m2
Berat parapet = wcLA
= 24 kNm3 x 10725 m x 0526 m
2
= 1353924 kN
Total beban mati tambahan = berat aspal + parapet
= 5751281 kN + 1353924 kN
= 7105205 kN
25
3 Beban Lajur D
Beban Terbagi Rata (BTR)
Terdiri dari 7 kombinasi arah longitudinal dengan jumlah lajur
jembatan ruas kiri = 4 lajur dan jembatan ruas kanan = 5 lajur
Total kombinasi arah longitudinal
Jembatan Kiri = 7 x 4 = 28 kombinasi
Jembatan Kanan = 7 x 5 = 35 kombinasi
Terdiri dari 3 kombinasi dalam arah transversal dengan jarak dan
intensitas beban sebagai berikut
Jembatan Kiri
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 28 x 3
= 84 kombinasi
Jembatan Kanan
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 35 x 3
= 105 kombinasi
Nilai q dihitung menggunakan persamaan (3) untuk panjang 1 bentang gt 30 m
dimana panjang 1 span fly over = 3575 m
Contoh perhitungan nilai q sebagai berikut
q = 90 (05 15
3575 ) = 828 kPa
Gambar 20 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kiri
Gambar 21 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kanan
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
100 50
Keterangan
Keterangan
100 50
11 m 2 m 1 m 11 m 1 m 2 m 11 m
1375 m 275 m 1375 m 1375 m 1375 m 275 m 1375 m
26
Tabel 8 Kombinasi Beban ldquoDrdquo Arah Longitudinal Jembatan
Nama Span yang Dibebani Total Panjang
q (kNm2)
Kombinasi Span
1
Span
2
Span
3 Dibebani (m)
1 3575 828
2 3575 828
3 3575 828
4 715 639
5 715 639
6
7
715
10725
639
576
BTR diinputkan dalam bentuk beban garis sehingga nilai q (kNm2) dikalikan
lebar lajur yang dibebani (m)
Beban Garis Terpusat (BGT)
BGT diinputkan dalam bentuk beban titik pada program CSI Bridge sehingga nilai
intensitas p dikalikan dengan lebar lajur yang dibebani (m)
Beban garis = intensitas p x lebar lajur
= 49 kNm x 35 m
= 1715 kN
Dalam input BGT pada program digunakan faktor beban dinamis
senilai 14
4 Beban Truk ldquoTrdquo
Kendaraan truk yang digunakan adalah truk dengan berat 50 ton
Gambar 22 Input Beban Truk ldquoTrdquo
5 Gaya Rem
Gaya rem diinputkan sebagai beban titik dengan nilai sebagai berikut
Jembatan Kiri
Gaya rem per pier = nilai q terbesar x lebar lajur x panjang 1 span
jembatan x 5
27
= 9 kN
m2 x 145 m x 3575 m x 5
2 = 11663 kN
Jembatan Kanan
Gaya rem per pier = 9 kN
m2 x 18 m x 3575 m x 5
2 = 14479 kN
6 Pengaruh Temperatur
Gambar 23 Input Pengaruh Temperatur
7 Beban Angin
Diketahui
Cw = 125 (Tabel 3)
Vw = 35 ms (Tabel 2)
Ab = 198413 m2
Dengan menggunakan persamaan (4)
TE = 00006 Cw w 2Ab
= 00006 x 125 x 352 x 198413
= 18229 kN
TEW per pier = 18229 kN
4= 45573 kN
8 Tumbukan
100 kN
1
00
F
x
10o
Gambar 24 Proyeksi Tumbukan pada Pier Terhadap Sumbu X dan Sumbu Y
Fx
Fy
28
Tumbukan pada pier diinputkan sebagai beban titik dengan perhitungan sebagai
berikut
Fx = 100 kN x sin 100
= 17365 kN
Fy = 100 kN x cos 100
= 98481 kN
9 Beban Gempa
Pada penelitian ini analisis gempa dinamis dilakukan menggunakan grafik
respon spektrum Dalam pembuatan respon spektrum terlebih dahulu dilakukan
klasifikasi site (jenis tanah) lokasi yang ditinjau berdasarkan hasil penyelidikan
tanah (bore log) Dari data bore log dapat dihitung nilai rata-rata hasil uji
penetrasi standar (SPT) menggunakan persamaan (5) dengan hasil yang tertera
pada tabel berikut ini
Tabel 9 Perhitungan Nilai
Lapisan Kedalaman NSPT Tebal
(TebalSPT)
0 000 0 000 0000
1 330 2 330 1650
2 524 2 194 0971
3 723 2 198 0992
4 924 2 202 1009
5 1130 2 206 1028
6 1323 2 193 0963
7 1530 5 207 0415
8 1730 6 200 0333
9 1930 4 200 0500
10 2130 9 200 0222
11 2330 19 200 0105
12 2507 50 177 0035
13 2626 50 118 0024
14 2725 50 099 0020
15 2822 50 097 0019
16 2921 50 099 0020
17 3006 50 086 0017
3006 8324 3612
Diperoleh = 3612 dimana Σ Tebal Σ SPTfrasl yang menunjukkan bahwa jenis
tanah wilayah Tanjung Priok termasuk kelas situs E yaitu jenis tanah lunak
(Tabel 4) Selanjutnya dihitung nilai akselerasi respons spektra puncak untuk
periode pendek dan periode 1 detik dan desain akselerasi respon spektra
29
Gambar 25 (a) Peta Percepatan Puncak (PGA) wilayah Jakarta
(b) Peta Respon Spektra 02 detik (Ss) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
(c) Peta Respon Spektra 1 detik (S1) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
PGA (Peak Ground Acceleration) merupakan percepatan maksimum yang
menunjukkan intensitas daripada pergerakan lapisan tanah Berdasarkan Gambar 8
dapat diketahui bahwa wilayah yang ditinjau (Tanjung Priok Jakarta Utara)
memiliki nilai PGA 03 ndash 04 g Pendekatan angka menggunakan skala batas atas
dari nilai yang diketahui sehingga diambil nilai 04 g Wilayah Jakarta terdapat
pada zona dengan nilai respon spektra 02 detik probabilitas terlampaui 2 dalam
50 tahun (Ss) = 07 g dan nilai respon spektra 1 detik probabilitas terlampaui 2
dalam 50 tahun (S1 ) = 03 g Kemudian dengan interpolasi nilai Ss dan S1
menggunakan Tabel 5 amp 6 untuk tanah kelas E diperoleh nilai Fa dan Fv berturut-
turut sebesar 13 dan 28
Akselerasi respons spektra puncak periode pendek (SMS) dapat dihitung
dengan persamaan (6) sehingga SMS = 13 x 07 = 091 Akselerasi respons
spektra puncak periode 1 detik (SM1) dapat dihitung dengan persamaan (7)
sehingga SM1 = 28 x 03 = 084 Selanjutnya desain parameter akselerasi respon
spektra periode pendek dapat dihitung dengan persamaan (8) sehingga SDS =
091 = 07963 dan nilai desain parameter respon spektra periode 1 detik dapat
dihitung dengan persamaan (9) sehingga SD1 =
084 = 07350 Faktor
diperoleh dari konversi penggunaan peta gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
karena struktur yang ditinjau merupakan jembatan khusus dengan umur rencana
100 tahun Nilai Sa dihitung menggunakan persamaan 10-13 yang hasilnya
disajikan pada Tabel 10 Nilai T dan Sa diplot membentuk grafik respon spektrum
untuk analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
CSI Bridge
30
Tabel 10 Akselerasi Spektrum Gempa Wilayah Jakarta
T (det) Sa T (det) Sa
00000 03185 2 03675
01846 07963 21 03500
09231 07963 22 03341
1 07350 23 03196
11 06682 24 03063
12 06125 25 02940
13 05654 26 02827
14 05250 27 02722
15 04900 28 02625
16 04594 29 02534
17 04324 3 02450
18 04083 31 02371
19 03868 32 02297
Gambar 26 Grafik Respon Spektrum Wilayah
Jakarta Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010
Hasil Gaya Dalam (Internal Force)
a) Berat Sendiri
Kontrol perhitungan manual
Diketahui
Ag satu girder = 11915 m2
frsquoc girder = 40 MPa
wc girder = 25 kNm3
Tebal slab = 25 cm
frsquoc slab = 30 MPa
wc slab = 24 kNm3
Perhitungan
q slab = tebal slab x spasi antar girder x wc slab
= 025 m x 3567 m x 24 kNm3
= 21402 kNm
q girder = Ag girder x wc girder
= 11915 m2 x 25 kNm
3
= 29788 kNm
M girder = 1
8 q L2
= 1
8 29788 kN mfrasl 35
2 m
= 456129 kN-m
M slab = 1
8 q L2
= 1
8 21402 kN mfrasl 35
2 m
= 327718 kN-m
M girder + M slab = 456129 + 327718 = 783847 kN-m
31
Perhitungan momen secara manual dibandingkan dengan hasil yang ditampilkan
pada program CSI Bridge
Gambar 27 Hasil Momen Akibat Berat Sendiri pada Jembatan
Jembatan kiri terdapat 4 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 4 = 3135388 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min+M max = 28019386 kN-m + 7949228 kN-m
= 28814308 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
Jembatan kanan terdapat 5 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 5 = 3919235 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min + M max = 3494893 kN-m + 9915171 kN-m
= 35940447 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
b) Ultimate Limit States (ULS)
Kombinasi pembebanan yang menghasilkan gaya dalam maksimum
sepanjang jembatan adalah kombinasi ULS-5I (Tabel 7)
Gambar 28 Hasil Gaya Dalam Akibat Kombinasi Pembebanan ULS 5-I
32
c) Kontrol Lendutan
Lendutan maksimum yang diizinkan adalah L
800 =
35750 mm
800 = 4469 mm
sedangkan lendutan yang terjadi pada fly over dari program CSI Bridge
adalah 213 mm sehingga struktur dikatakan aman
Perhitungan Tendon
Dalam perhitungan tendon dan tulangan digunakan momen maksimal yang
terjadi pada penampang yang ditinjau
Tendon pada girder
Data Tendon
D tendon = 05 inchi = 127 mm = 00127 m
Ast = 987 mm2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Girder
Ag (Ax) = 11915 m2
Iz = 04204 m4
yt = 097 m
yb = 088 m
eb = 058 m
-Menghitung gaya prategang P
M berat sendiri = 801826 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 188156 kN-m
M beban hidup = 510983 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 1500965 kN-m
P2=
MybIz
-σb
1
Ax
ebybIz
P2=
150096 x 088
04204 3000
1
11915
058 x 088
04204 = 1384018 kN
Gambar 29 Deformasi yang Terjadi pada Struktur Akibat Beban Hidup
33
P1= Ast x x f u
= 00000987 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl = 110149 kN
Jumlah tendon yang diperlukan= P2
P1= 1384018 kN
110149 kN=125 tendon
Jumlah tendon eksisting = 110 tendon
Jumlah tendon hasil perhitungan yang melebihi tendon eksisting dapat disebabkan
karena perbedaan penggunaan jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo Perhitungan yang
dilakukan menggunakan semua kemungkinan kombinasi baik dalam arah
longitudinal maupun transversal jembatan (sub bab input pembebanan) Selain itu
dapat juga dikarenakan perbedaan dalam pemodelan panjang girder yang
menyebabkan terjadinya kelebihan momen
Tendon pada pier head
Data Tendon
D tendon = 06 inchi = 1524 mm = 0015 m
Ast = 1387 mm2 = 00001387 m
2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Pier Head
Ag (Ax) = 128765 m2
Iz = 6967 m4
yt = 139 m
yb = 123 m
et pada momen maksimal = 04396 m
et pada penampang kritis = 0702 m
-Menghitung P menggunakan Momen Pada Penampang Kritis (Mcr)
M berat sendiri = 41612388 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 7073499kN-m
M beban hidup = 14947156 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 63633043 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
63633043 x 139
3000
1
12875
0702 x 139
6967 = 40860556 kN
P1= Ast x x f u
= 00001387 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl =154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=
40860556 kN
154789 kN= 264 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
34
Berdasarkan jumlah tendon eksisting yang melebihi tendon yang diperlukan
dapat diasumsikan bahwa pier head tersebut tidak didesain menggunakan momen
pada penampang kritis (Mcr) Pada saat dibebani retak terjadi pada perubahan
geometri atau pada penampang kritis sehingga pada umumnya desain cukup
menggunakan Mcr yang nilainya lebih kecil daripada momen maksimal
-Menghitung P menggunakan Momen Maksimal (Mmax)
M berat sendiri = 57265256 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 8941951kN-m
M beban hidup = 20374506 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 86581713 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
865817123 x 139
6967 3000
1
12875
x 139
6967 = 86320521 kN
P1= 154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=86320521 kN
154789 kN= 558 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
Dengan menggunakan momen maksimum yang terjadi pada pier head hasil
perhitungan jumlah tendon yang diperlukan mendekati jumlah tendon eksisting
sehingga dapat diasumsikan struktur tersebut didesain menggunakan momen
maksimum Penggunaan momen maksimum yang terjadi menyebabkan
penambahan jumlah tendon dalam desain
Jumlah tendon eksisting Jumlah tendon yang diperlukan OK
Perhitungan Tulangan
Slab
-Tulangan Lentur Positif
Momen di lapangan Mu pada slab = 10333 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d = ndash drsquo= 250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
10333
08=12916 kN-m
Faktor tahanan momen = Mnx10
6
bd2 =
12916 x106
1000 x 2102= 2929
35
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2929
085 x 30 = 00079
ρmin
= 25 x 14
fy= 25 x
14
390= 0000897
Digunakan = 00079 sehingga
As= ρ b d = 00079 x 1000 mm x 210 mm = 167983 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 167983 mm2
= 1687 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
-Tulangan Lentur Negatif
Momen di tumpuan Mu pada slab = 9504 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d ndash drsquo=250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
9504
08=1188 kN-m
Faktor tahanan momen Rn=Mnx10
6
bd2 =
1188 x106
1000 x 2102= 2694
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2694
085 x 30 = 00073
ρmin
= 25 x 14
fy=25 x
14
390= 0000897
Digunakan ρ = 00073 sehingga
As= ρ b d = 00073 x 1000 mm x 210 mm =153652 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
36
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 153652 mm2
= 18443 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
- Tulangan Geser
Gaya geser Vu pada slab = 35306 kN
Kuat geser nominal yang disumbangkan oleh slab
c=
(
radicf
rsquoc
6
)
bwd =(radic30
6) 1000 x 210 = 19170289 kN
Vc = 06 x = 11502174 kN
u c tidak dibutuhkan tulangan geser
Girder
-Tulangan Lentur
Mu = 24895989 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 13 mm dengan jumlah 8 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 8 =
1
4 314 13
2 x 8 = 106132 mm2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan
(16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fcrsquo
d
dp ω- ωrsquo ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
10857 mm2
fps = 1860 (1 04
077 [00091
1860
40 2050
1800 (00414 00335 ])
= 18599 MPa
Menghitung lebar efektif Be
Diketahui tebal slab ho = 25 cm
Lebar efektif diambil nilai terkecil dari L
4 =
3575 m
4= 894 m
Jarak antar girder s = 3567 m
12 = 12 x 025 = 3 m Diambil Be = 3 m
Eslab = 2574296 MPa
Egirder = 2972541 MPa
n = Eslab
Egirder
= 2574296 MPa
2972541 MPa= 087
Sehingga Be = n x 3 m = 087 x 3 m = 261 m = 2610 mm
37
h = h girder + h slab = 250 + 1850 = 2100 mm
tebal selimut beton drsquo = 50 mm
d = h ndash drsquo
= 2100 mm ndash 50 mm = 2050 mm
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
Aps fps As fy = 085 fcrsquoab
10857 mm2
x 18599 MPa+106132 mm2 x 390 MPa = 085 x 40 MPa x a x
2610 mm
a = 23223 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16)
dengan nilai = 08 adalah sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d-a
2) As fy (d-
a
2)+
= 08 x 10857 mm2 x 18599 MPa (2050 mm-
23223 mm
2) +
106132 mm2
x 390 MPa (2050 mm-23223 mm
2)
= 31242337 kN-m + 640371 kN-m
= 31882709 kN-m
Mn = 31882709 kN-m gt Mu = 24720615 kN-m (OK memenuhi syarat)
Cara yang telah dijabarkan diatas merupakan cara mendesain kekuatan
lentur balok prategang dengan pendekatan trial and error diameter tulangan dan
jumlah tulangan dalam Nawy (2001) Dengan menggunakan pendekatan tersebut
terlebih dahulu dilakukan pemeriksaan terhadap tulangan eksisting menggunakan
data sekunder Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa kapasitas momen
nominal yang disumbangkan oleh tendon Mn tendon lebih besar daripada
momen ultimit yang terjadi Mu akibat pembebanan sehingga momen cukup
ditahan oleh tendon (tidak dibutuhkan tulangan lentur) Tulangan eksisting yang
digunakan merupakan tulangan susut yang berfungsi mencegah terjadinya retak
pada beton
tulangan susut = 00018 x luas penampang girder Ag
= 00018 x 11915 m2
= 00021447 m
2
Digunakan D-13 sehingga = 21447 mm2
1
4 d
2=
21447 m2
1
4 13
2= 16 lt n eksisting = 40
Menurut SNI 03-2847-2002 tentang Tata Cara Perhitungan Struktur Beton
untuk Bangunan Gedung jumlah tulangan susut dan suhu harus dipasang dengan
jarak tidak lebih dari lima kali tebal plat atau 450 mm Jarak maksimum antara
tulangan susut eksisting = 330 mm (lt 450 mm) sehingga tulangan tersebut dari
segi jumlah dan jarak antar tulangan memenuhi syarat
-Tulangan Geser
Girder di tumpuan
Ag = 2682500 mm2
h = 1850 mm
d = h-drsquo= 1850 mm ndash 50 mm = 1800 mm
bw = 1000 mm
38
Gaya geser di tumpuan = 300256 kN dan gaya aksial = 420053 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 420053
14 x 2682500 mm2 ) (
radic40
6) 1000 mm x 1800 mm
= 2109587 kN
c = 06 x 2109587 kN = 1265752 kN u = n
= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit
yang terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (300256 kN ndash (06 x 2109587 kN))06 = 2894674 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av = 2894674 x 103
390 MPa x 1800 mm
mm
= 515433 mm2
Digunakan D-22 sehingga n= Av
1
4 D2
= mm2
1
4 22
2=136 2 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 7 OK
Girder di lapangan
Ag = 1191500 mm2
h = 1850 mm
tulangan utama dan tulangan geser = D 13
d = h - drsquo- 13 - 05 x 13 = 17805 mm
= 1850 ndash 50 ndash 13 ndash (05 x 13) = 17805 mm
bw = 600 mm
Gaya geser di lapangan =193044 kN dan gaya aksial = 274113 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 274113
14 x 1191500 mm2 ) (
radic40
6) 600 mm x 17805 mm
= 1311133 kN
c= 06 x 1311133 kN = 78668 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang
terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
39
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (193044 kN ndash (06 x 1311133 kN))06 = 1906273 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av= 1906273 kN x 10
3
390 MPa x 17805 mm
150 mm
= 411784 mm2
Digunakan D-13 sehingga n= Av
1
4 D2
= 411784 mm2
1
4 13
2= 3103 4 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 4 OK
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 5215433 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Girder dianggap sebagai penampang berongga dinding tipis sehingga besar
modulus puntir = 2 Ambw dimana adalah girder
Jt = 2 x 1191500 mm2 x 2610 mm
= 6219630000 mm3
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 6219630000 (03 radic )radic1 10 1034
= 190101E+11 N-mm = 19010103 kN-m
Tc = 06 x 19010103 kN-m = 11406062 kN-m
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa nilai lebih besar dari sehingga
beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan torsi)
Pier Head
-Tulangan Lentur
Mu = 93134113 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 19 mm dengan jumlah 32 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 25=
1
4 314 x19
2 x 32 = 906832 mm
2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan (16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
Aps = 79059 mm2
fps = 1860 (1 04
081 [00061
1860
35 2520
1670 (00131 00196 ])
588537 MPa
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
40
Aps fps As fy= 085 fc ab
79059 mm2 x 588537 MPa + 906832mm
2 x 390 MPa = 085 x 35 MPa x a x
4500 mm
a = 373974 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16) dengan nilai
= 08 dapat dijabarkan sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d -a
2) As fy (d -
a
2)+
= 08 x 79059 mm2 x 588537 MPa (2520 mm-
373974 mm
2) +
906832 mm2 x 390 MPa (2520 mm-
373974 mm
2)
= 86842499 kN-m + 66008303 kN-m
= 108290509 kN-m
Mn = 93443330 kN-m gt Mu = 93134113 kN-m (OK memenuhi syarat)
-Tulangan Geser
Ag = 12876500 mm2
h = 2620 mm
d = h - d = 2620 mm ndash 100 mm = 2520 mm
= 4500 mm
Gaya geser u di tumpuan = 2011783 kN dan gaya aksial = 241249 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicf c
6) bwd
= (1 241249 kN
14 x 12876500 mm2 ) (
radic35
6) 4500 mm x 2520 mm
= 1118154 kN
c = 06 x 1118154 kN = 6708924 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa tahanan geser yang disumbangkan
oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang terjadi
sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (2011783 kN ndash 6708924 kN)06 = 1676113 kN
s = Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan
Av= s
fy x d
s
Av= 1676113 kN x 10
3
390 MPa x 2520 mm
125 mm
= 2131808 mm2
Digunakan D-16 sehingga n= Av
1
4 D2
= 2131808 mm2
1
4 16
2=106 11 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 8-D16 dan 2-D25 OK
41
Selisih jumlah tulangan D-16 antara hasil perhitungan dengan eksisting sebanyak
3 tulangan telah ditutupi dengan penggunaan 2 tulangan D-25 pada eksisting
sehingga tulangan tersebut dikatakan memenuhi syarat
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 1617885 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Untuk penampang segiempat masif modulus puntir Jt= 04x2y
Jt = 04 x 45002 mm x 2620 mm
= 21222 x 106 Nmm = 21222 kN-m
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 21222 x 106 Nmm (03 radic35 MPa)radic1
10 x 1034 MPa
35
= 6485 x 1011
N-mm = 648487513 kN-m
Tc= 06 x 648487513 kN-m = 389092507 kN-m
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa nilai Tc lebih besar dari Tu
sehingga beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan
torsi)
Pemeriksaan Kolom
Struktur kolom tidak hanya menerima beban aksial vertikal tetapi juga
momen lentur sehingga analisis kolom diperhitungkan untuk menyangga beban
aksial desak dengan eksentrisitas tertentu (Nasution 2009) Pada penelitian ini
analisis kolom dilakukan menggunakan program PCA Col untuk memeriksa
kapasitas tulangan eksisting terhadap beban yang bekerja pada struktur Beban
aksial dan momen yang diinputkan diperoleh dari program CSI Bridge Analisis
kolom dilakukan pada pier segmen 1 dan pier segmen 2 yang masing-masing
memiliki dimensi dan susunan tulangan yang berbeda
Gambar 30 Pemodelan Pier
Pier Segmen 1
Pier
Segmen 2
42
Pier Segmen 1
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1 dimana
aksial (P) maksimum 4181749 kN yang menghasilkan M33 sebesar 920863 kN-m
dan M22 sebesar 796380 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu M33 maksimum
sebesar 1862805 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar 218102 kN- m dan aksial
(P) sebesar 4326789 kN
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1
Dari data yang telah diinputkan diperoleh diagram interaksi seperti pada
Gambar 30 Terlihat baik pada kombinasi 1 dan 2 beban masih berada di area
tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan bahwa kombinasi pembebanan
mampu ditahan oleh pier sehingga pier dikatakan aman terhadap beban yang
bekerja
Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1
43
Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2
Pier Segmen 2
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1
dimana aksial (P) maksimum 629513 kN yang menghasilkan M33 sebesar
38634 kN-m dan M22 sebesar 74265 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu
M33 maksimum sebesar 248387 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar
73617 kN-m dan aksial (P) sebesar 721377 kN
Berdasarkan data yang inputkan diperoleh diagram interaksi pier untuk pier
segmen 2 sebagai berikut
Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
16
Penggunaan shop drawing dikarenakan belum tersedianya data as built drawing
Data-data yang diperoleh meliputi
1 Denah dan gambar detail struktur fly over P106-P107 yang meliputi layout
fly over dimensi struktur jembatan serta gambar detail tendon dan tulangan
Struktur yang ditinjau memiliki kriteria desain sebagai berikut
a) Slab
Kuat tekan beton ( ) = 30 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic30 MPa = 2574296 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
b) PCU Girder
Kuat tekan beton ( ) = 40 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic40 MPa = 2972541 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Kuat tarik putus ( = 1860 MPa
Kuat leleh baja prategang ( ) = 1670 MPa
c) Pier Head
Kuat tekan beton ( ) = 35 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic40 MPa = 2780557 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Kuat tarik putus ( = 1860 MPa
Kuat leleh baja prategang ( ) = 1670 MPa
d) Pier
Tipe = Y Pier
Kuat tekan beton ( ) = 30 MPa
Modulus elastisitas beton ( ) = 4700radic30 MPa = 2574296 MPa
Mutu Baja Tegangan leleh baja ( ) = 390 MPa
Modulus elastisitas baja ( ) = 200000 MPa
Tinggi pier ( ) = 22 m
Lebar pier ( = 35 m
Tebal pier ( ) = 45 m
e) Data soil investigation Bore Log (Lampiran 2)
2 Standar dan peraturan perencanaan sebagai berikut
RSNI T-02-2005 ldquoPembebanan untuk Jembatanrdquo
SNI 2833 2008 ldquoStandar Perencanaan Ketahanan Gempa untuk Jembatanrdquo
RSNI T-12-2004 ldquoPerencanaan Struktur Beton untuk Jembatanrdquo
SNI 03-3847-2002 ldquoTata Cara Perhitungan Struktur Beton untuk Bangunan
Gedungrdquo
17
Tahapan Penelitian
Tahapan penelitian tersaji dalam diagram alir sebagai berikut
Keterangan
1 Data sekunder merupakan shop drawing kontraktor PT Obayashi-Jaya
Konstruksi JO yang digunakan dalam penelitian ini sebagai acuan dalam
pemodelan jembatan
2 Peraturan dan standar perencanaan terkait dengan penelitian ini adalah Standar
Nasional Indonesia Peraturan pembebanan jembatan terdapat dalam RSNI T-
02-2005 Perencanaan ketahanan gempa untuk jembatan terdapat dalam SNI
2833 2008 Perencanaan struktur beton untuk jembatan terdapat dalam RSNI
T-12-2004
Mulai
Pengumpulan Data Penelitian dan Bahan Rujukan
Program CSI Bridge
Pemodelan
Struktur
Input
Pembebanan
Input
Spektrum Gempa
Gaya Dalam
Desain
Ulang
Tulangan
Selesai
Aman
Mu le Mn
u le n
Tu le Tn
Tidak
Ya
Gambar 9 Diagram Alir Penelitian
18
3 Program CSI Bridge digunakan untuk mempermudah dalam menganalisis
gaya dalam (internal force) yang bekerja akibat pembebanan Setelah
dilakukan pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum dapat
diperoleh nilai gaya dalam ultimit Analisis gaya dalam dilakukan dengan
membandingkan gaya dalam ultimit yang terjadi akibat pembebanan dengan
kapasitas nominal struktur fly over yang ditinjau
Pemodelan Struktur
a) Layout fly over
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri
dari 2 ruas jembatan kiri dan kanan dimana panjang 1 bentang (span)
sebesar 3575 m dengan jumlah bentang yang dianalisis sebanyak 3 span
Pendefinisian layout fly over pada program CSI Bridge dapat
menggunakan bridge wizard di menu Home
Gambar 10 Layout Line Struktur Fly Over
b) Material konstruksi dan penampang
Beton dengan = 30 MPa untuk slab dan pier
Beton dengan = 35 MPa untuk pier head
Beton dengan = 40 MPa untuk PCU Girder
Baja tulangan U39 dengan = 390 MPa
Baja tendon dengan fpy=1670 MPa dan fpu= 1860 MPa
19
Input material dilakukan pada menu Home-Bridge Wizard-Materials seperti pada
Gambar 12 berikut Sedangkan pemodelan penampang dilakukan pada menu
Components-Properties-Frame Properties-New-Frame Section Property Type
concrete-Precast U
Gambar 11 Input Material dan Penampang PCU Girder
Pendefinisian jumlah girder jarak antar girder dan tebal slab dilakukan pada
menu Components-Superstructure Deck Sections-New-Precast U Girder
Gambar 12 Penampang Superstruktur Jembatan
20
c) Jenis perletakan adalah tipe sendi-rol yang didefinisikan pada menu Home-
Bridge Wizards-Bearings
Gambar 13 Jenis Perletakan
d) Input pembebanan
Kombinasi pembebanan mengacu pada RSNI T-02-2005 Input
kombinasi pembebanan dilakukan pada menu DesignRating ndash Load
Combination ndash Add New Load Combination ndash Masukkan Load Case Name ndash
Load Case Type ndash Scale Factor ndash OK Contoh kombinasi pembebanan yang
telah diinputkan pada CSI Bridge terlihat pada gambar berikut
Gambar 14 Input Kombinasi Pembebanan
e) Input Respon Spektrum
Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 dibuat respon spektrum untuk
analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
21
CSI Bridge Respon spektrum diinputkan pada menu Loads ndash Functions ndash Respon
Spectrum ndash Add New Function ndash Pilih User ndash Masukkan Damping Ratio 005 ndash
Masukkan nilai Period dan Acceleration (Diperoleh dari hasil perhitungan
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010) ndash OK Pembuatan respon spektrum
gempa secara lebih rinci dijelaskan pada bab pembahasan
Gambar 15 Input Respon Spektrum Wilayah Jakarta
f) Hasil Gaya Dalam
Setelah pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum
struktur dapat dianalisis pada menu Analysis ndash Run Analysis ndash Pilih Load Case
yang ingin dianalisis ndash Run Analysis Hasil gaya dalam dapat ditampilkan pada
menu Home ndash Display ndash Show Bridge Superstructure Forces
Gambar 16 Contoh Momen Akibat Kombinasi Pembebanan
22
HASIL DAN PEMBAHASAN
Model Struktur Jembatan
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri dari 2
ruas jembatan kiri dan kanan dengan panjang total 10725 m Struktur terdiri dari
3 span dimana panjang satu span 3575 m Superstruktur jembatan ruas kiri terdiri
dari 4 girder dan ruas kanan terdiri dari 5 girder dengan tipe PCU dan memiliki
superelevasi sebesar 2 Struktur fly over tersebut ditopang oleh dua kolom cast
in site tipe Y-Pier dengan tinggi 22 m
Gambar 17 Pemodelan Struktur Fly Over
Gambar 19 Tampak Samping Struktur Fly Over
145 m 18 m
L total = 10725 m
Gambar 18 Tampak Depan Struktur Fly Over
23
Input Pembebanan
Pembebanan yang diinputkan pada program CSI Bridge mengacu pada
RSNI T-02-2005 (Tabel 40) mengenai Peraturan Pembebanan untuk Jembatan
dengan ragam kombinasi pada kondisi ultimit (Ultimate Limit States) sebagai
berikut
Tabel 7 Kombinasi Pembebanan
Nama
Kombinasi
Aksi
Permanen Aksi Transien Aksi Khusus
MS MA PS TD TT TB ET EW TTC
EQ-
X
EQ-
Y
ULS-1A 13 2 1 198 198 132
ULS-1B 13 2 1 198 198 132
ULS-1C 13 2 1 198 198 132
ULS-1D 13 2 1 198 198 132
ULS-4A 13 2 1 132 132
ULS-5A 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5B 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5C 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5D 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5E 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5F 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5G 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5H 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5I 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5J 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5K 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5L 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-5M 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5N 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5O 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5P 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-6A 13 2 1 198 198 1
ULS-6B 13 2 1 198 198 1
Keterangan
MS = Berat Sendiri
MA = Beban Mati Tambahan
PS = Pengaruh Prategang
TD = Beban Lajur ldquoDrdquo
TT = Beban Truk ldquoTrdquo
TB = Gaya Rem
ET = Beban Temperatur
EW = Beban Angin
TTC = Beban Tumbukan
EQ-X = Beban gempa dalam arah X
EQ-Y = Beban gempa dalam arah Y
24
Besarnya nilai beban-beban yang terjadi dapat dijabarkan dalam contoh
perhitungan sebagai berikut
1 Berat sendiri
PCU-Girder dan Slab
wc girder = 25 kNm3
wc slab = wc pier = 24 kNm3
Luas (A) girder = A satu girder x jumlah girder = 11915 m2 x 9 = 107235 m
2
A slab = tebal slab x lebar total jembatan = 025 m x (18 m+145 m) = 8125 m2
Berat girder = A girder x panjang total jembatan x wc girder
= 107235 m2 x 10725 m x 25 kNm
3
= 2875238 kN
Berat slab = A slab x panjang total jembatan x wc slab
= 10723 m2 x 10725 m x 24 kNm
3
= 2091375 kN
Pier
A pier segmen 1 = 2 m x 45 m = 9 m2
A pier segmen 2 = 20565 m2
Panjang pier segmen 1 = 7088 m
Panjang pier segmen 2 = 17147 m
Berat pier segmen 1 = A pier x panjang pier x wc pier
= 9 m2 x 7088 m x 24 kNm
3 = 153103 kN
Berat pier segmen 2 = A pier x panjang pier x wc pier
= 20565 m2 x 17147 m x 24 kNm
3
= 8463073 kN
Berat pier = 153103 kN + 8463073 kN = 9994103 kN
Total berat sendiri = Berat girder + slab + pier
= 2875238 kN + 2091375 kN + 9994103 kN
= 5966023 kN
2 Beban Mati Tambahan
Aspal
wc aspal = 22 kNm3
Tebal aspal = 75 cm
Perhitungan beban mati tambahan dengan menggunakan persamaan (1)
dapat dijabarkan sebagai berikut
Berat aspal = wcLA
= 22 kNm3 x 10725 m x (325 m x 0075 m)
= 5751281 kN
Parapet
wc parapet = 24 kNm3
A parapet = 0526 m2
Berat parapet = wcLA
= 24 kNm3 x 10725 m x 0526 m
2
= 1353924 kN
Total beban mati tambahan = berat aspal + parapet
= 5751281 kN + 1353924 kN
= 7105205 kN
25
3 Beban Lajur D
Beban Terbagi Rata (BTR)
Terdiri dari 7 kombinasi arah longitudinal dengan jumlah lajur
jembatan ruas kiri = 4 lajur dan jembatan ruas kanan = 5 lajur
Total kombinasi arah longitudinal
Jembatan Kiri = 7 x 4 = 28 kombinasi
Jembatan Kanan = 7 x 5 = 35 kombinasi
Terdiri dari 3 kombinasi dalam arah transversal dengan jarak dan
intensitas beban sebagai berikut
Jembatan Kiri
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 28 x 3
= 84 kombinasi
Jembatan Kanan
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 35 x 3
= 105 kombinasi
Nilai q dihitung menggunakan persamaan (3) untuk panjang 1 bentang gt 30 m
dimana panjang 1 span fly over = 3575 m
Contoh perhitungan nilai q sebagai berikut
q = 90 (05 15
3575 ) = 828 kPa
Gambar 20 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kiri
Gambar 21 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kanan
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
100 50
Keterangan
Keterangan
100 50
11 m 2 m 1 m 11 m 1 m 2 m 11 m
1375 m 275 m 1375 m 1375 m 1375 m 275 m 1375 m
26
Tabel 8 Kombinasi Beban ldquoDrdquo Arah Longitudinal Jembatan
Nama Span yang Dibebani Total Panjang
q (kNm2)
Kombinasi Span
1
Span
2
Span
3 Dibebani (m)
1 3575 828
2 3575 828
3 3575 828
4 715 639
5 715 639
6
7
715
10725
639
576
BTR diinputkan dalam bentuk beban garis sehingga nilai q (kNm2) dikalikan
lebar lajur yang dibebani (m)
Beban Garis Terpusat (BGT)
BGT diinputkan dalam bentuk beban titik pada program CSI Bridge sehingga nilai
intensitas p dikalikan dengan lebar lajur yang dibebani (m)
Beban garis = intensitas p x lebar lajur
= 49 kNm x 35 m
= 1715 kN
Dalam input BGT pada program digunakan faktor beban dinamis
senilai 14
4 Beban Truk ldquoTrdquo
Kendaraan truk yang digunakan adalah truk dengan berat 50 ton
Gambar 22 Input Beban Truk ldquoTrdquo
5 Gaya Rem
Gaya rem diinputkan sebagai beban titik dengan nilai sebagai berikut
Jembatan Kiri
Gaya rem per pier = nilai q terbesar x lebar lajur x panjang 1 span
jembatan x 5
27
= 9 kN
m2 x 145 m x 3575 m x 5
2 = 11663 kN
Jembatan Kanan
Gaya rem per pier = 9 kN
m2 x 18 m x 3575 m x 5
2 = 14479 kN
6 Pengaruh Temperatur
Gambar 23 Input Pengaruh Temperatur
7 Beban Angin
Diketahui
Cw = 125 (Tabel 3)
Vw = 35 ms (Tabel 2)
Ab = 198413 m2
Dengan menggunakan persamaan (4)
TE = 00006 Cw w 2Ab
= 00006 x 125 x 352 x 198413
= 18229 kN
TEW per pier = 18229 kN
4= 45573 kN
8 Tumbukan
100 kN
1
00
F
x
10o
Gambar 24 Proyeksi Tumbukan pada Pier Terhadap Sumbu X dan Sumbu Y
Fx
Fy
28
Tumbukan pada pier diinputkan sebagai beban titik dengan perhitungan sebagai
berikut
Fx = 100 kN x sin 100
= 17365 kN
Fy = 100 kN x cos 100
= 98481 kN
9 Beban Gempa
Pada penelitian ini analisis gempa dinamis dilakukan menggunakan grafik
respon spektrum Dalam pembuatan respon spektrum terlebih dahulu dilakukan
klasifikasi site (jenis tanah) lokasi yang ditinjau berdasarkan hasil penyelidikan
tanah (bore log) Dari data bore log dapat dihitung nilai rata-rata hasil uji
penetrasi standar (SPT) menggunakan persamaan (5) dengan hasil yang tertera
pada tabel berikut ini
Tabel 9 Perhitungan Nilai
Lapisan Kedalaman NSPT Tebal
(TebalSPT)
0 000 0 000 0000
1 330 2 330 1650
2 524 2 194 0971
3 723 2 198 0992
4 924 2 202 1009
5 1130 2 206 1028
6 1323 2 193 0963
7 1530 5 207 0415
8 1730 6 200 0333
9 1930 4 200 0500
10 2130 9 200 0222
11 2330 19 200 0105
12 2507 50 177 0035
13 2626 50 118 0024
14 2725 50 099 0020
15 2822 50 097 0019
16 2921 50 099 0020
17 3006 50 086 0017
3006 8324 3612
Diperoleh = 3612 dimana Σ Tebal Σ SPTfrasl yang menunjukkan bahwa jenis
tanah wilayah Tanjung Priok termasuk kelas situs E yaitu jenis tanah lunak
(Tabel 4) Selanjutnya dihitung nilai akselerasi respons spektra puncak untuk
periode pendek dan periode 1 detik dan desain akselerasi respon spektra
29
Gambar 25 (a) Peta Percepatan Puncak (PGA) wilayah Jakarta
(b) Peta Respon Spektra 02 detik (Ss) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
(c) Peta Respon Spektra 1 detik (S1) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
PGA (Peak Ground Acceleration) merupakan percepatan maksimum yang
menunjukkan intensitas daripada pergerakan lapisan tanah Berdasarkan Gambar 8
dapat diketahui bahwa wilayah yang ditinjau (Tanjung Priok Jakarta Utara)
memiliki nilai PGA 03 ndash 04 g Pendekatan angka menggunakan skala batas atas
dari nilai yang diketahui sehingga diambil nilai 04 g Wilayah Jakarta terdapat
pada zona dengan nilai respon spektra 02 detik probabilitas terlampaui 2 dalam
50 tahun (Ss) = 07 g dan nilai respon spektra 1 detik probabilitas terlampaui 2
dalam 50 tahun (S1 ) = 03 g Kemudian dengan interpolasi nilai Ss dan S1
menggunakan Tabel 5 amp 6 untuk tanah kelas E diperoleh nilai Fa dan Fv berturut-
turut sebesar 13 dan 28
Akselerasi respons spektra puncak periode pendek (SMS) dapat dihitung
dengan persamaan (6) sehingga SMS = 13 x 07 = 091 Akselerasi respons
spektra puncak periode 1 detik (SM1) dapat dihitung dengan persamaan (7)
sehingga SM1 = 28 x 03 = 084 Selanjutnya desain parameter akselerasi respon
spektra periode pendek dapat dihitung dengan persamaan (8) sehingga SDS =
091 = 07963 dan nilai desain parameter respon spektra periode 1 detik dapat
dihitung dengan persamaan (9) sehingga SD1 =
084 = 07350 Faktor
diperoleh dari konversi penggunaan peta gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
karena struktur yang ditinjau merupakan jembatan khusus dengan umur rencana
100 tahun Nilai Sa dihitung menggunakan persamaan 10-13 yang hasilnya
disajikan pada Tabel 10 Nilai T dan Sa diplot membentuk grafik respon spektrum
untuk analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
CSI Bridge
30
Tabel 10 Akselerasi Spektrum Gempa Wilayah Jakarta
T (det) Sa T (det) Sa
00000 03185 2 03675
01846 07963 21 03500
09231 07963 22 03341
1 07350 23 03196
11 06682 24 03063
12 06125 25 02940
13 05654 26 02827
14 05250 27 02722
15 04900 28 02625
16 04594 29 02534
17 04324 3 02450
18 04083 31 02371
19 03868 32 02297
Gambar 26 Grafik Respon Spektrum Wilayah
Jakarta Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010
Hasil Gaya Dalam (Internal Force)
a) Berat Sendiri
Kontrol perhitungan manual
Diketahui
Ag satu girder = 11915 m2
frsquoc girder = 40 MPa
wc girder = 25 kNm3
Tebal slab = 25 cm
frsquoc slab = 30 MPa
wc slab = 24 kNm3
Perhitungan
q slab = tebal slab x spasi antar girder x wc slab
= 025 m x 3567 m x 24 kNm3
= 21402 kNm
q girder = Ag girder x wc girder
= 11915 m2 x 25 kNm
3
= 29788 kNm
M girder = 1
8 q L2
= 1
8 29788 kN mfrasl 35
2 m
= 456129 kN-m
M slab = 1
8 q L2
= 1
8 21402 kN mfrasl 35
2 m
= 327718 kN-m
M girder + M slab = 456129 + 327718 = 783847 kN-m
31
Perhitungan momen secara manual dibandingkan dengan hasil yang ditampilkan
pada program CSI Bridge
Gambar 27 Hasil Momen Akibat Berat Sendiri pada Jembatan
Jembatan kiri terdapat 4 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 4 = 3135388 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min+M max = 28019386 kN-m + 7949228 kN-m
= 28814308 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
Jembatan kanan terdapat 5 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 5 = 3919235 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min + M max = 3494893 kN-m + 9915171 kN-m
= 35940447 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
b) Ultimate Limit States (ULS)
Kombinasi pembebanan yang menghasilkan gaya dalam maksimum
sepanjang jembatan adalah kombinasi ULS-5I (Tabel 7)
Gambar 28 Hasil Gaya Dalam Akibat Kombinasi Pembebanan ULS 5-I
32
c) Kontrol Lendutan
Lendutan maksimum yang diizinkan adalah L
800 =
35750 mm
800 = 4469 mm
sedangkan lendutan yang terjadi pada fly over dari program CSI Bridge
adalah 213 mm sehingga struktur dikatakan aman
Perhitungan Tendon
Dalam perhitungan tendon dan tulangan digunakan momen maksimal yang
terjadi pada penampang yang ditinjau
Tendon pada girder
Data Tendon
D tendon = 05 inchi = 127 mm = 00127 m
Ast = 987 mm2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Girder
Ag (Ax) = 11915 m2
Iz = 04204 m4
yt = 097 m
yb = 088 m
eb = 058 m
-Menghitung gaya prategang P
M berat sendiri = 801826 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 188156 kN-m
M beban hidup = 510983 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 1500965 kN-m
P2=
MybIz
-σb
1
Ax
ebybIz
P2=
150096 x 088
04204 3000
1
11915
058 x 088
04204 = 1384018 kN
Gambar 29 Deformasi yang Terjadi pada Struktur Akibat Beban Hidup
33
P1= Ast x x f u
= 00000987 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl = 110149 kN
Jumlah tendon yang diperlukan= P2
P1= 1384018 kN
110149 kN=125 tendon
Jumlah tendon eksisting = 110 tendon
Jumlah tendon hasil perhitungan yang melebihi tendon eksisting dapat disebabkan
karena perbedaan penggunaan jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo Perhitungan yang
dilakukan menggunakan semua kemungkinan kombinasi baik dalam arah
longitudinal maupun transversal jembatan (sub bab input pembebanan) Selain itu
dapat juga dikarenakan perbedaan dalam pemodelan panjang girder yang
menyebabkan terjadinya kelebihan momen
Tendon pada pier head
Data Tendon
D tendon = 06 inchi = 1524 mm = 0015 m
Ast = 1387 mm2 = 00001387 m
2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Pier Head
Ag (Ax) = 128765 m2
Iz = 6967 m4
yt = 139 m
yb = 123 m
et pada momen maksimal = 04396 m
et pada penampang kritis = 0702 m
-Menghitung P menggunakan Momen Pada Penampang Kritis (Mcr)
M berat sendiri = 41612388 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 7073499kN-m
M beban hidup = 14947156 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 63633043 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
63633043 x 139
3000
1
12875
0702 x 139
6967 = 40860556 kN
P1= Ast x x f u
= 00001387 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl =154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=
40860556 kN
154789 kN= 264 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
34
Berdasarkan jumlah tendon eksisting yang melebihi tendon yang diperlukan
dapat diasumsikan bahwa pier head tersebut tidak didesain menggunakan momen
pada penampang kritis (Mcr) Pada saat dibebani retak terjadi pada perubahan
geometri atau pada penampang kritis sehingga pada umumnya desain cukup
menggunakan Mcr yang nilainya lebih kecil daripada momen maksimal
-Menghitung P menggunakan Momen Maksimal (Mmax)
M berat sendiri = 57265256 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 8941951kN-m
M beban hidup = 20374506 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 86581713 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
865817123 x 139
6967 3000
1
12875
x 139
6967 = 86320521 kN
P1= 154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=86320521 kN
154789 kN= 558 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
Dengan menggunakan momen maksimum yang terjadi pada pier head hasil
perhitungan jumlah tendon yang diperlukan mendekati jumlah tendon eksisting
sehingga dapat diasumsikan struktur tersebut didesain menggunakan momen
maksimum Penggunaan momen maksimum yang terjadi menyebabkan
penambahan jumlah tendon dalam desain
Jumlah tendon eksisting Jumlah tendon yang diperlukan OK
Perhitungan Tulangan
Slab
-Tulangan Lentur Positif
Momen di lapangan Mu pada slab = 10333 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d = ndash drsquo= 250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
10333
08=12916 kN-m
Faktor tahanan momen = Mnx10
6
bd2 =
12916 x106
1000 x 2102= 2929
35
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2929
085 x 30 = 00079
ρmin
= 25 x 14
fy= 25 x
14
390= 0000897
Digunakan = 00079 sehingga
As= ρ b d = 00079 x 1000 mm x 210 mm = 167983 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 167983 mm2
= 1687 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
-Tulangan Lentur Negatif
Momen di tumpuan Mu pada slab = 9504 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d ndash drsquo=250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
9504
08=1188 kN-m
Faktor tahanan momen Rn=Mnx10
6
bd2 =
1188 x106
1000 x 2102= 2694
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2694
085 x 30 = 00073
ρmin
= 25 x 14
fy=25 x
14
390= 0000897
Digunakan ρ = 00073 sehingga
As= ρ b d = 00073 x 1000 mm x 210 mm =153652 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
36
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 153652 mm2
= 18443 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
- Tulangan Geser
Gaya geser Vu pada slab = 35306 kN
Kuat geser nominal yang disumbangkan oleh slab
c=
(
radicf
rsquoc
6
)
bwd =(radic30
6) 1000 x 210 = 19170289 kN
Vc = 06 x = 11502174 kN
u c tidak dibutuhkan tulangan geser
Girder
-Tulangan Lentur
Mu = 24895989 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 13 mm dengan jumlah 8 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 8 =
1
4 314 13
2 x 8 = 106132 mm2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan
(16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fcrsquo
d
dp ω- ωrsquo ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
10857 mm2
fps = 1860 (1 04
077 [00091
1860
40 2050
1800 (00414 00335 ])
= 18599 MPa
Menghitung lebar efektif Be
Diketahui tebal slab ho = 25 cm
Lebar efektif diambil nilai terkecil dari L
4 =
3575 m
4= 894 m
Jarak antar girder s = 3567 m
12 = 12 x 025 = 3 m Diambil Be = 3 m
Eslab = 2574296 MPa
Egirder = 2972541 MPa
n = Eslab
Egirder
= 2574296 MPa
2972541 MPa= 087
Sehingga Be = n x 3 m = 087 x 3 m = 261 m = 2610 mm
37
h = h girder + h slab = 250 + 1850 = 2100 mm
tebal selimut beton drsquo = 50 mm
d = h ndash drsquo
= 2100 mm ndash 50 mm = 2050 mm
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
Aps fps As fy = 085 fcrsquoab
10857 mm2
x 18599 MPa+106132 mm2 x 390 MPa = 085 x 40 MPa x a x
2610 mm
a = 23223 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16)
dengan nilai = 08 adalah sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d-a
2) As fy (d-
a
2)+
= 08 x 10857 mm2 x 18599 MPa (2050 mm-
23223 mm
2) +
106132 mm2
x 390 MPa (2050 mm-23223 mm
2)
= 31242337 kN-m + 640371 kN-m
= 31882709 kN-m
Mn = 31882709 kN-m gt Mu = 24720615 kN-m (OK memenuhi syarat)
Cara yang telah dijabarkan diatas merupakan cara mendesain kekuatan
lentur balok prategang dengan pendekatan trial and error diameter tulangan dan
jumlah tulangan dalam Nawy (2001) Dengan menggunakan pendekatan tersebut
terlebih dahulu dilakukan pemeriksaan terhadap tulangan eksisting menggunakan
data sekunder Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa kapasitas momen
nominal yang disumbangkan oleh tendon Mn tendon lebih besar daripada
momen ultimit yang terjadi Mu akibat pembebanan sehingga momen cukup
ditahan oleh tendon (tidak dibutuhkan tulangan lentur) Tulangan eksisting yang
digunakan merupakan tulangan susut yang berfungsi mencegah terjadinya retak
pada beton
tulangan susut = 00018 x luas penampang girder Ag
= 00018 x 11915 m2
= 00021447 m
2
Digunakan D-13 sehingga = 21447 mm2
1
4 d
2=
21447 m2
1
4 13
2= 16 lt n eksisting = 40
Menurut SNI 03-2847-2002 tentang Tata Cara Perhitungan Struktur Beton
untuk Bangunan Gedung jumlah tulangan susut dan suhu harus dipasang dengan
jarak tidak lebih dari lima kali tebal plat atau 450 mm Jarak maksimum antara
tulangan susut eksisting = 330 mm (lt 450 mm) sehingga tulangan tersebut dari
segi jumlah dan jarak antar tulangan memenuhi syarat
-Tulangan Geser
Girder di tumpuan
Ag = 2682500 mm2
h = 1850 mm
d = h-drsquo= 1850 mm ndash 50 mm = 1800 mm
bw = 1000 mm
38
Gaya geser di tumpuan = 300256 kN dan gaya aksial = 420053 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 420053
14 x 2682500 mm2 ) (
radic40
6) 1000 mm x 1800 mm
= 2109587 kN
c = 06 x 2109587 kN = 1265752 kN u = n
= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit
yang terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (300256 kN ndash (06 x 2109587 kN))06 = 2894674 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av = 2894674 x 103
390 MPa x 1800 mm
mm
= 515433 mm2
Digunakan D-22 sehingga n= Av
1
4 D2
= mm2
1
4 22
2=136 2 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 7 OK
Girder di lapangan
Ag = 1191500 mm2
h = 1850 mm
tulangan utama dan tulangan geser = D 13
d = h - drsquo- 13 - 05 x 13 = 17805 mm
= 1850 ndash 50 ndash 13 ndash (05 x 13) = 17805 mm
bw = 600 mm
Gaya geser di lapangan =193044 kN dan gaya aksial = 274113 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 274113
14 x 1191500 mm2 ) (
radic40
6) 600 mm x 17805 mm
= 1311133 kN
c= 06 x 1311133 kN = 78668 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang
terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
39
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (193044 kN ndash (06 x 1311133 kN))06 = 1906273 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av= 1906273 kN x 10
3
390 MPa x 17805 mm
150 mm
= 411784 mm2
Digunakan D-13 sehingga n= Av
1
4 D2
= 411784 mm2
1
4 13
2= 3103 4 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 4 OK
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 5215433 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Girder dianggap sebagai penampang berongga dinding tipis sehingga besar
modulus puntir = 2 Ambw dimana adalah girder
Jt = 2 x 1191500 mm2 x 2610 mm
= 6219630000 mm3
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 6219630000 (03 radic )radic1 10 1034
= 190101E+11 N-mm = 19010103 kN-m
Tc = 06 x 19010103 kN-m = 11406062 kN-m
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa nilai lebih besar dari sehingga
beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan torsi)
Pier Head
-Tulangan Lentur
Mu = 93134113 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 19 mm dengan jumlah 32 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 25=
1
4 314 x19
2 x 32 = 906832 mm
2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan (16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
Aps = 79059 mm2
fps = 1860 (1 04
081 [00061
1860
35 2520
1670 (00131 00196 ])
588537 MPa
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
40
Aps fps As fy= 085 fc ab
79059 mm2 x 588537 MPa + 906832mm
2 x 390 MPa = 085 x 35 MPa x a x
4500 mm
a = 373974 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16) dengan nilai
= 08 dapat dijabarkan sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d -a
2) As fy (d -
a
2)+
= 08 x 79059 mm2 x 588537 MPa (2520 mm-
373974 mm
2) +
906832 mm2 x 390 MPa (2520 mm-
373974 mm
2)
= 86842499 kN-m + 66008303 kN-m
= 108290509 kN-m
Mn = 93443330 kN-m gt Mu = 93134113 kN-m (OK memenuhi syarat)
-Tulangan Geser
Ag = 12876500 mm2
h = 2620 mm
d = h - d = 2620 mm ndash 100 mm = 2520 mm
= 4500 mm
Gaya geser u di tumpuan = 2011783 kN dan gaya aksial = 241249 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicf c
6) bwd
= (1 241249 kN
14 x 12876500 mm2 ) (
radic35
6) 4500 mm x 2520 mm
= 1118154 kN
c = 06 x 1118154 kN = 6708924 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa tahanan geser yang disumbangkan
oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang terjadi
sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (2011783 kN ndash 6708924 kN)06 = 1676113 kN
s = Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan
Av= s
fy x d
s
Av= 1676113 kN x 10
3
390 MPa x 2520 mm
125 mm
= 2131808 mm2
Digunakan D-16 sehingga n= Av
1
4 D2
= 2131808 mm2
1
4 16
2=106 11 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 8-D16 dan 2-D25 OK
41
Selisih jumlah tulangan D-16 antara hasil perhitungan dengan eksisting sebanyak
3 tulangan telah ditutupi dengan penggunaan 2 tulangan D-25 pada eksisting
sehingga tulangan tersebut dikatakan memenuhi syarat
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 1617885 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Untuk penampang segiempat masif modulus puntir Jt= 04x2y
Jt = 04 x 45002 mm x 2620 mm
= 21222 x 106 Nmm = 21222 kN-m
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 21222 x 106 Nmm (03 radic35 MPa)radic1
10 x 1034 MPa
35
= 6485 x 1011
N-mm = 648487513 kN-m
Tc= 06 x 648487513 kN-m = 389092507 kN-m
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa nilai Tc lebih besar dari Tu
sehingga beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan
torsi)
Pemeriksaan Kolom
Struktur kolom tidak hanya menerima beban aksial vertikal tetapi juga
momen lentur sehingga analisis kolom diperhitungkan untuk menyangga beban
aksial desak dengan eksentrisitas tertentu (Nasution 2009) Pada penelitian ini
analisis kolom dilakukan menggunakan program PCA Col untuk memeriksa
kapasitas tulangan eksisting terhadap beban yang bekerja pada struktur Beban
aksial dan momen yang diinputkan diperoleh dari program CSI Bridge Analisis
kolom dilakukan pada pier segmen 1 dan pier segmen 2 yang masing-masing
memiliki dimensi dan susunan tulangan yang berbeda
Gambar 30 Pemodelan Pier
Pier Segmen 1
Pier
Segmen 2
42
Pier Segmen 1
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1 dimana
aksial (P) maksimum 4181749 kN yang menghasilkan M33 sebesar 920863 kN-m
dan M22 sebesar 796380 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu M33 maksimum
sebesar 1862805 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar 218102 kN- m dan aksial
(P) sebesar 4326789 kN
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1
Dari data yang telah diinputkan diperoleh diagram interaksi seperti pada
Gambar 30 Terlihat baik pada kombinasi 1 dan 2 beban masih berada di area
tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan bahwa kombinasi pembebanan
mampu ditahan oleh pier sehingga pier dikatakan aman terhadap beban yang
bekerja
Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1
43
Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2
Pier Segmen 2
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1
dimana aksial (P) maksimum 629513 kN yang menghasilkan M33 sebesar
38634 kN-m dan M22 sebesar 74265 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu
M33 maksimum sebesar 248387 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar
73617 kN-m dan aksial (P) sebesar 721377 kN
Berdasarkan data yang inputkan diperoleh diagram interaksi pier untuk pier
segmen 2 sebagai berikut
Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
17
Tahapan Penelitian
Tahapan penelitian tersaji dalam diagram alir sebagai berikut
Keterangan
1 Data sekunder merupakan shop drawing kontraktor PT Obayashi-Jaya
Konstruksi JO yang digunakan dalam penelitian ini sebagai acuan dalam
pemodelan jembatan
2 Peraturan dan standar perencanaan terkait dengan penelitian ini adalah Standar
Nasional Indonesia Peraturan pembebanan jembatan terdapat dalam RSNI T-
02-2005 Perencanaan ketahanan gempa untuk jembatan terdapat dalam SNI
2833 2008 Perencanaan struktur beton untuk jembatan terdapat dalam RSNI
T-12-2004
Mulai
Pengumpulan Data Penelitian dan Bahan Rujukan
Program CSI Bridge
Pemodelan
Struktur
Input
Pembebanan
Input
Spektrum Gempa
Gaya Dalam
Desain
Ulang
Tulangan
Selesai
Aman
Mu le Mn
u le n
Tu le Tn
Tidak
Ya
Gambar 9 Diagram Alir Penelitian
18
3 Program CSI Bridge digunakan untuk mempermudah dalam menganalisis
gaya dalam (internal force) yang bekerja akibat pembebanan Setelah
dilakukan pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum dapat
diperoleh nilai gaya dalam ultimit Analisis gaya dalam dilakukan dengan
membandingkan gaya dalam ultimit yang terjadi akibat pembebanan dengan
kapasitas nominal struktur fly over yang ditinjau
Pemodelan Struktur
a) Layout fly over
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri
dari 2 ruas jembatan kiri dan kanan dimana panjang 1 bentang (span)
sebesar 3575 m dengan jumlah bentang yang dianalisis sebanyak 3 span
Pendefinisian layout fly over pada program CSI Bridge dapat
menggunakan bridge wizard di menu Home
Gambar 10 Layout Line Struktur Fly Over
b) Material konstruksi dan penampang
Beton dengan = 30 MPa untuk slab dan pier
Beton dengan = 35 MPa untuk pier head
Beton dengan = 40 MPa untuk PCU Girder
Baja tulangan U39 dengan = 390 MPa
Baja tendon dengan fpy=1670 MPa dan fpu= 1860 MPa
19
Input material dilakukan pada menu Home-Bridge Wizard-Materials seperti pada
Gambar 12 berikut Sedangkan pemodelan penampang dilakukan pada menu
Components-Properties-Frame Properties-New-Frame Section Property Type
concrete-Precast U
Gambar 11 Input Material dan Penampang PCU Girder
Pendefinisian jumlah girder jarak antar girder dan tebal slab dilakukan pada
menu Components-Superstructure Deck Sections-New-Precast U Girder
Gambar 12 Penampang Superstruktur Jembatan
20
c) Jenis perletakan adalah tipe sendi-rol yang didefinisikan pada menu Home-
Bridge Wizards-Bearings
Gambar 13 Jenis Perletakan
d) Input pembebanan
Kombinasi pembebanan mengacu pada RSNI T-02-2005 Input
kombinasi pembebanan dilakukan pada menu DesignRating ndash Load
Combination ndash Add New Load Combination ndash Masukkan Load Case Name ndash
Load Case Type ndash Scale Factor ndash OK Contoh kombinasi pembebanan yang
telah diinputkan pada CSI Bridge terlihat pada gambar berikut
Gambar 14 Input Kombinasi Pembebanan
e) Input Respon Spektrum
Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 dibuat respon spektrum untuk
analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
21
CSI Bridge Respon spektrum diinputkan pada menu Loads ndash Functions ndash Respon
Spectrum ndash Add New Function ndash Pilih User ndash Masukkan Damping Ratio 005 ndash
Masukkan nilai Period dan Acceleration (Diperoleh dari hasil perhitungan
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010) ndash OK Pembuatan respon spektrum
gempa secara lebih rinci dijelaskan pada bab pembahasan
Gambar 15 Input Respon Spektrum Wilayah Jakarta
f) Hasil Gaya Dalam
Setelah pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum
struktur dapat dianalisis pada menu Analysis ndash Run Analysis ndash Pilih Load Case
yang ingin dianalisis ndash Run Analysis Hasil gaya dalam dapat ditampilkan pada
menu Home ndash Display ndash Show Bridge Superstructure Forces
Gambar 16 Contoh Momen Akibat Kombinasi Pembebanan
22
HASIL DAN PEMBAHASAN
Model Struktur Jembatan
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri dari 2
ruas jembatan kiri dan kanan dengan panjang total 10725 m Struktur terdiri dari
3 span dimana panjang satu span 3575 m Superstruktur jembatan ruas kiri terdiri
dari 4 girder dan ruas kanan terdiri dari 5 girder dengan tipe PCU dan memiliki
superelevasi sebesar 2 Struktur fly over tersebut ditopang oleh dua kolom cast
in site tipe Y-Pier dengan tinggi 22 m
Gambar 17 Pemodelan Struktur Fly Over
Gambar 19 Tampak Samping Struktur Fly Over
145 m 18 m
L total = 10725 m
Gambar 18 Tampak Depan Struktur Fly Over
23
Input Pembebanan
Pembebanan yang diinputkan pada program CSI Bridge mengacu pada
RSNI T-02-2005 (Tabel 40) mengenai Peraturan Pembebanan untuk Jembatan
dengan ragam kombinasi pada kondisi ultimit (Ultimate Limit States) sebagai
berikut
Tabel 7 Kombinasi Pembebanan
Nama
Kombinasi
Aksi
Permanen Aksi Transien Aksi Khusus
MS MA PS TD TT TB ET EW TTC
EQ-
X
EQ-
Y
ULS-1A 13 2 1 198 198 132
ULS-1B 13 2 1 198 198 132
ULS-1C 13 2 1 198 198 132
ULS-1D 13 2 1 198 198 132
ULS-4A 13 2 1 132 132
ULS-5A 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5B 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5C 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5D 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5E 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5F 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5G 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5H 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5I 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5J 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5K 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5L 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-5M 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5N 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5O 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5P 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-6A 13 2 1 198 198 1
ULS-6B 13 2 1 198 198 1
Keterangan
MS = Berat Sendiri
MA = Beban Mati Tambahan
PS = Pengaruh Prategang
TD = Beban Lajur ldquoDrdquo
TT = Beban Truk ldquoTrdquo
TB = Gaya Rem
ET = Beban Temperatur
EW = Beban Angin
TTC = Beban Tumbukan
EQ-X = Beban gempa dalam arah X
EQ-Y = Beban gempa dalam arah Y
24
Besarnya nilai beban-beban yang terjadi dapat dijabarkan dalam contoh
perhitungan sebagai berikut
1 Berat sendiri
PCU-Girder dan Slab
wc girder = 25 kNm3
wc slab = wc pier = 24 kNm3
Luas (A) girder = A satu girder x jumlah girder = 11915 m2 x 9 = 107235 m
2
A slab = tebal slab x lebar total jembatan = 025 m x (18 m+145 m) = 8125 m2
Berat girder = A girder x panjang total jembatan x wc girder
= 107235 m2 x 10725 m x 25 kNm
3
= 2875238 kN
Berat slab = A slab x panjang total jembatan x wc slab
= 10723 m2 x 10725 m x 24 kNm
3
= 2091375 kN
Pier
A pier segmen 1 = 2 m x 45 m = 9 m2
A pier segmen 2 = 20565 m2
Panjang pier segmen 1 = 7088 m
Panjang pier segmen 2 = 17147 m
Berat pier segmen 1 = A pier x panjang pier x wc pier
= 9 m2 x 7088 m x 24 kNm
3 = 153103 kN
Berat pier segmen 2 = A pier x panjang pier x wc pier
= 20565 m2 x 17147 m x 24 kNm
3
= 8463073 kN
Berat pier = 153103 kN + 8463073 kN = 9994103 kN
Total berat sendiri = Berat girder + slab + pier
= 2875238 kN + 2091375 kN + 9994103 kN
= 5966023 kN
2 Beban Mati Tambahan
Aspal
wc aspal = 22 kNm3
Tebal aspal = 75 cm
Perhitungan beban mati tambahan dengan menggunakan persamaan (1)
dapat dijabarkan sebagai berikut
Berat aspal = wcLA
= 22 kNm3 x 10725 m x (325 m x 0075 m)
= 5751281 kN
Parapet
wc parapet = 24 kNm3
A parapet = 0526 m2
Berat parapet = wcLA
= 24 kNm3 x 10725 m x 0526 m
2
= 1353924 kN
Total beban mati tambahan = berat aspal + parapet
= 5751281 kN + 1353924 kN
= 7105205 kN
25
3 Beban Lajur D
Beban Terbagi Rata (BTR)
Terdiri dari 7 kombinasi arah longitudinal dengan jumlah lajur
jembatan ruas kiri = 4 lajur dan jembatan ruas kanan = 5 lajur
Total kombinasi arah longitudinal
Jembatan Kiri = 7 x 4 = 28 kombinasi
Jembatan Kanan = 7 x 5 = 35 kombinasi
Terdiri dari 3 kombinasi dalam arah transversal dengan jarak dan
intensitas beban sebagai berikut
Jembatan Kiri
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 28 x 3
= 84 kombinasi
Jembatan Kanan
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 35 x 3
= 105 kombinasi
Nilai q dihitung menggunakan persamaan (3) untuk panjang 1 bentang gt 30 m
dimana panjang 1 span fly over = 3575 m
Contoh perhitungan nilai q sebagai berikut
q = 90 (05 15
3575 ) = 828 kPa
Gambar 20 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kiri
Gambar 21 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kanan
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
100 50
Keterangan
Keterangan
100 50
11 m 2 m 1 m 11 m 1 m 2 m 11 m
1375 m 275 m 1375 m 1375 m 1375 m 275 m 1375 m
26
Tabel 8 Kombinasi Beban ldquoDrdquo Arah Longitudinal Jembatan
Nama Span yang Dibebani Total Panjang
q (kNm2)
Kombinasi Span
1
Span
2
Span
3 Dibebani (m)
1 3575 828
2 3575 828
3 3575 828
4 715 639
5 715 639
6
7
715
10725
639
576
BTR diinputkan dalam bentuk beban garis sehingga nilai q (kNm2) dikalikan
lebar lajur yang dibebani (m)
Beban Garis Terpusat (BGT)
BGT diinputkan dalam bentuk beban titik pada program CSI Bridge sehingga nilai
intensitas p dikalikan dengan lebar lajur yang dibebani (m)
Beban garis = intensitas p x lebar lajur
= 49 kNm x 35 m
= 1715 kN
Dalam input BGT pada program digunakan faktor beban dinamis
senilai 14
4 Beban Truk ldquoTrdquo
Kendaraan truk yang digunakan adalah truk dengan berat 50 ton
Gambar 22 Input Beban Truk ldquoTrdquo
5 Gaya Rem
Gaya rem diinputkan sebagai beban titik dengan nilai sebagai berikut
Jembatan Kiri
Gaya rem per pier = nilai q terbesar x lebar lajur x panjang 1 span
jembatan x 5
27
= 9 kN
m2 x 145 m x 3575 m x 5
2 = 11663 kN
Jembatan Kanan
Gaya rem per pier = 9 kN
m2 x 18 m x 3575 m x 5
2 = 14479 kN
6 Pengaruh Temperatur
Gambar 23 Input Pengaruh Temperatur
7 Beban Angin
Diketahui
Cw = 125 (Tabel 3)
Vw = 35 ms (Tabel 2)
Ab = 198413 m2
Dengan menggunakan persamaan (4)
TE = 00006 Cw w 2Ab
= 00006 x 125 x 352 x 198413
= 18229 kN
TEW per pier = 18229 kN
4= 45573 kN
8 Tumbukan
100 kN
1
00
F
x
10o
Gambar 24 Proyeksi Tumbukan pada Pier Terhadap Sumbu X dan Sumbu Y
Fx
Fy
28
Tumbukan pada pier diinputkan sebagai beban titik dengan perhitungan sebagai
berikut
Fx = 100 kN x sin 100
= 17365 kN
Fy = 100 kN x cos 100
= 98481 kN
9 Beban Gempa
Pada penelitian ini analisis gempa dinamis dilakukan menggunakan grafik
respon spektrum Dalam pembuatan respon spektrum terlebih dahulu dilakukan
klasifikasi site (jenis tanah) lokasi yang ditinjau berdasarkan hasil penyelidikan
tanah (bore log) Dari data bore log dapat dihitung nilai rata-rata hasil uji
penetrasi standar (SPT) menggunakan persamaan (5) dengan hasil yang tertera
pada tabel berikut ini
Tabel 9 Perhitungan Nilai
Lapisan Kedalaman NSPT Tebal
(TebalSPT)
0 000 0 000 0000
1 330 2 330 1650
2 524 2 194 0971
3 723 2 198 0992
4 924 2 202 1009
5 1130 2 206 1028
6 1323 2 193 0963
7 1530 5 207 0415
8 1730 6 200 0333
9 1930 4 200 0500
10 2130 9 200 0222
11 2330 19 200 0105
12 2507 50 177 0035
13 2626 50 118 0024
14 2725 50 099 0020
15 2822 50 097 0019
16 2921 50 099 0020
17 3006 50 086 0017
3006 8324 3612
Diperoleh = 3612 dimana Σ Tebal Σ SPTfrasl yang menunjukkan bahwa jenis
tanah wilayah Tanjung Priok termasuk kelas situs E yaitu jenis tanah lunak
(Tabel 4) Selanjutnya dihitung nilai akselerasi respons spektra puncak untuk
periode pendek dan periode 1 detik dan desain akselerasi respon spektra
29
Gambar 25 (a) Peta Percepatan Puncak (PGA) wilayah Jakarta
(b) Peta Respon Spektra 02 detik (Ss) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
(c) Peta Respon Spektra 1 detik (S1) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
PGA (Peak Ground Acceleration) merupakan percepatan maksimum yang
menunjukkan intensitas daripada pergerakan lapisan tanah Berdasarkan Gambar 8
dapat diketahui bahwa wilayah yang ditinjau (Tanjung Priok Jakarta Utara)
memiliki nilai PGA 03 ndash 04 g Pendekatan angka menggunakan skala batas atas
dari nilai yang diketahui sehingga diambil nilai 04 g Wilayah Jakarta terdapat
pada zona dengan nilai respon spektra 02 detik probabilitas terlampaui 2 dalam
50 tahun (Ss) = 07 g dan nilai respon spektra 1 detik probabilitas terlampaui 2
dalam 50 tahun (S1 ) = 03 g Kemudian dengan interpolasi nilai Ss dan S1
menggunakan Tabel 5 amp 6 untuk tanah kelas E diperoleh nilai Fa dan Fv berturut-
turut sebesar 13 dan 28
Akselerasi respons spektra puncak periode pendek (SMS) dapat dihitung
dengan persamaan (6) sehingga SMS = 13 x 07 = 091 Akselerasi respons
spektra puncak periode 1 detik (SM1) dapat dihitung dengan persamaan (7)
sehingga SM1 = 28 x 03 = 084 Selanjutnya desain parameter akselerasi respon
spektra periode pendek dapat dihitung dengan persamaan (8) sehingga SDS =
091 = 07963 dan nilai desain parameter respon spektra periode 1 detik dapat
dihitung dengan persamaan (9) sehingga SD1 =
084 = 07350 Faktor
diperoleh dari konversi penggunaan peta gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
karena struktur yang ditinjau merupakan jembatan khusus dengan umur rencana
100 tahun Nilai Sa dihitung menggunakan persamaan 10-13 yang hasilnya
disajikan pada Tabel 10 Nilai T dan Sa diplot membentuk grafik respon spektrum
untuk analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
CSI Bridge
30
Tabel 10 Akselerasi Spektrum Gempa Wilayah Jakarta
T (det) Sa T (det) Sa
00000 03185 2 03675
01846 07963 21 03500
09231 07963 22 03341
1 07350 23 03196
11 06682 24 03063
12 06125 25 02940
13 05654 26 02827
14 05250 27 02722
15 04900 28 02625
16 04594 29 02534
17 04324 3 02450
18 04083 31 02371
19 03868 32 02297
Gambar 26 Grafik Respon Spektrum Wilayah
Jakarta Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010
Hasil Gaya Dalam (Internal Force)
a) Berat Sendiri
Kontrol perhitungan manual
Diketahui
Ag satu girder = 11915 m2
frsquoc girder = 40 MPa
wc girder = 25 kNm3
Tebal slab = 25 cm
frsquoc slab = 30 MPa
wc slab = 24 kNm3
Perhitungan
q slab = tebal slab x spasi antar girder x wc slab
= 025 m x 3567 m x 24 kNm3
= 21402 kNm
q girder = Ag girder x wc girder
= 11915 m2 x 25 kNm
3
= 29788 kNm
M girder = 1
8 q L2
= 1
8 29788 kN mfrasl 35
2 m
= 456129 kN-m
M slab = 1
8 q L2
= 1
8 21402 kN mfrasl 35
2 m
= 327718 kN-m
M girder + M slab = 456129 + 327718 = 783847 kN-m
31
Perhitungan momen secara manual dibandingkan dengan hasil yang ditampilkan
pada program CSI Bridge
Gambar 27 Hasil Momen Akibat Berat Sendiri pada Jembatan
Jembatan kiri terdapat 4 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 4 = 3135388 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min+M max = 28019386 kN-m + 7949228 kN-m
= 28814308 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
Jembatan kanan terdapat 5 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 5 = 3919235 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min + M max = 3494893 kN-m + 9915171 kN-m
= 35940447 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
b) Ultimate Limit States (ULS)
Kombinasi pembebanan yang menghasilkan gaya dalam maksimum
sepanjang jembatan adalah kombinasi ULS-5I (Tabel 7)
Gambar 28 Hasil Gaya Dalam Akibat Kombinasi Pembebanan ULS 5-I
32
c) Kontrol Lendutan
Lendutan maksimum yang diizinkan adalah L
800 =
35750 mm
800 = 4469 mm
sedangkan lendutan yang terjadi pada fly over dari program CSI Bridge
adalah 213 mm sehingga struktur dikatakan aman
Perhitungan Tendon
Dalam perhitungan tendon dan tulangan digunakan momen maksimal yang
terjadi pada penampang yang ditinjau
Tendon pada girder
Data Tendon
D tendon = 05 inchi = 127 mm = 00127 m
Ast = 987 mm2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Girder
Ag (Ax) = 11915 m2
Iz = 04204 m4
yt = 097 m
yb = 088 m
eb = 058 m
-Menghitung gaya prategang P
M berat sendiri = 801826 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 188156 kN-m
M beban hidup = 510983 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 1500965 kN-m
P2=
MybIz
-σb
1
Ax
ebybIz
P2=
150096 x 088
04204 3000
1
11915
058 x 088
04204 = 1384018 kN
Gambar 29 Deformasi yang Terjadi pada Struktur Akibat Beban Hidup
33
P1= Ast x x f u
= 00000987 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl = 110149 kN
Jumlah tendon yang diperlukan= P2
P1= 1384018 kN
110149 kN=125 tendon
Jumlah tendon eksisting = 110 tendon
Jumlah tendon hasil perhitungan yang melebihi tendon eksisting dapat disebabkan
karena perbedaan penggunaan jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo Perhitungan yang
dilakukan menggunakan semua kemungkinan kombinasi baik dalam arah
longitudinal maupun transversal jembatan (sub bab input pembebanan) Selain itu
dapat juga dikarenakan perbedaan dalam pemodelan panjang girder yang
menyebabkan terjadinya kelebihan momen
Tendon pada pier head
Data Tendon
D tendon = 06 inchi = 1524 mm = 0015 m
Ast = 1387 mm2 = 00001387 m
2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Pier Head
Ag (Ax) = 128765 m2
Iz = 6967 m4
yt = 139 m
yb = 123 m
et pada momen maksimal = 04396 m
et pada penampang kritis = 0702 m
-Menghitung P menggunakan Momen Pada Penampang Kritis (Mcr)
M berat sendiri = 41612388 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 7073499kN-m
M beban hidup = 14947156 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 63633043 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
63633043 x 139
3000
1
12875
0702 x 139
6967 = 40860556 kN
P1= Ast x x f u
= 00001387 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl =154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=
40860556 kN
154789 kN= 264 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
34
Berdasarkan jumlah tendon eksisting yang melebihi tendon yang diperlukan
dapat diasumsikan bahwa pier head tersebut tidak didesain menggunakan momen
pada penampang kritis (Mcr) Pada saat dibebani retak terjadi pada perubahan
geometri atau pada penampang kritis sehingga pada umumnya desain cukup
menggunakan Mcr yang nilainya lebih kecil daripada momen maksimal
-Menghitung P menggunakan Momen Maksimal (Mmax)
M berat sendiri = 57265256 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 8941951kN-m
M beban hidup = 20374506 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 86581713 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
865817123 x 139
6967 3000
1
12875
x 139
6967 = 86320521 kN
P1= 154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=86320521 kN
154789 kN= 558 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
Dengan menggunakan momen maksimum yang terjadi pada pier head hasil
perhitungan jumlah tendon yang diperlukan mendekati jumlah tendon eksisting
sehingga dapat diasumsikan struktur tersebut didesain menggunakan momen
maksimum Penggunaan momen maksimum yang terjadi menyebabkan
penambahan jumlah tendon dalam desain
Jumlah tendon eksisting Jumlah tendon yang diperlukan OK
Perhitungan Tulangan
Slab
-Tulangan Lentur Positif
Momen di lapangan Mu pada slab = 10333 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d = ndash drsquo= 250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
10333
08=12916 kN-m
Faktor tahanan momen = Mnx10
6
bd2 =
12916 x106
1000 x 2102= 2929
35
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2929
085 x 30 = 00079
ρmin
= 25 x 14
fy= 25 x
14
390= 0000897
Digunakan = 00079 sehingga
As= ρ b d = 00079 x 1000 mm x 210 mm = 167983 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 167983 mm2
= 1687 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
-Tulangan Lentur Negatif
Momen di tumpuan Mu pada slab = 9504 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d ndash drsquo=250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
9504
08=1188 kN-m
Faktor tahanan momen Rn=Mnx10
6
bd2 =
1188 x106
1000 x 2102= 2694
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2694
085 x 30 = 00073
ρmin
= 25 x 14
fy=25 x
14
390= 0000897
Digunakan ρ = 00073 sehingga
As= ρ b d = 00073 x 1000 mm x 210 mm =153652 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
36
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 153652 mm2
= 18443 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
- Tulangan Geser
Gaya geser Vu pada slab = 35306 kN
Kuat geser nominal yang disumbangkan oleh slab
c=
(
radicf
rsquoc
6
)
bwd =(radic30
6) 1000 x 210 = 19170289 kN
Vc = 06 x = 11502174 kN
u c tidak dibutuhkan tulangan geser
Girder
-Tulangan Lentur
Mu = 24895989 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 13 mm dengan jumlah 8 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 8 =
1
4 314 13
2 x 8 = 106132 mm2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan
(16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fcrsquo
d
dp ω- ωrsquo ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
10857 mm2
fps = 1860 (1 04
077 [00091
1860
40 2050
1800 (00414 00335 ])
= 18599 MPa
Menghitung lebar efektif Be
Diketahui tebal slab ho = 25 cm
Lebar efektif diambil nilai terkecil dari L
4 =
3575 m
4= 894 m
Jarak antar girder s = 3567 m
12 = 12 x 025 = 3 m Diambil Be = 3 m
Eslab = 2574296 MPa
Egirder = 2972541 MPa
n = Eslab
Egirder
= 2574296 MPa
2972541 MPa= 087
Sehingga Be = n x 3 m = 087 x 3 m = 261 m = 2610 mm
37
h = h girder + h slab = 250 + 1850 = 2100 mm
tebal selimut beton drsquo = 50 mm
d = h ndash drsquo
= 2100 mm ndash 50 mm = 2050 mm
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
Aps fps As fy = 085 fcrsquoab
10857 mm2
x 18599 MPa+106132 mm2 x 390 MPa = 085 x 40 MPa x a x
2610 mm
a = 23223 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16)
dengan nilai = 08 adalah sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d-a
2) As fy (d-
a
2)+
= 08 x 10857 mm2 x 18599 MPa (2050 mm-
23223 mm
2) +
106132 mm2
x 390 MPa (2050 mm-23223 mm
2)
= 31242337 kN-m + 640371 kN-m
= 31882709 kN-m
Mn = 31882709 kN-m gt Mu = 24720615 kN-m (OK memenuhi syarat)
Cara yang telah dijabarkan diatas merupakan cara mendesain kekuatan
lentur balok prategang dengan pendekatan trial and error diameter tulangan dan
jumlah tulangan dalam Nawy (2001) Dengan menggunakan pendekatan tersebut
terlebih dahulu dilakukan pemeriksaan terhadap tulangan eksisting menggunakan
data sekunder Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa kapasitas momen
nominal yang disumbangkan oleh tendon Mn tendon lebih besar daripada
momen ultimit yang terjadi Mu akibat pembebanan sehingga momen cukup
ditahan oleh tendon (tidak dibutuhkan tulangan lentur) Tulangan eksisting yang
digunakan merupakan tulangan susut yang berfungsi mencegah terjadinya retak
pada beton
tulangan susut = 00018 x luas penampang girder Ag
= 00018 x 11915 m2
= 00021447 m
2
Digunakan D-13 sehingga = 21447 mm2
1
4 d
2=
21447 m2
1
4 13
2= 16 lt n eksisting = 40
Menurut SNI 03-2847-2002 tentang Tata Cara Perhitungan Struktur Beton
untuk Bangunan Gedung jumlah tulangan susut dan suhu harus dipasang dengan
jarak tidak lebih dari lima kali tebal plat atau 450 mm Jarak maksimum antara
tulangan susut eksisting = 330 mm (lt 450 mm) sehingga tulangan tersebut dari
segi jumlah dan jarak antar tulangan memenuhi syarat
-Tulangan Geser
Girder di tumpuan
Ag = 2682500 mm2
h = 1850 mm
d = h-drsquo= 1850 mm ndash 50 mm = 1800 mm
bw = 1000 mm
38
Gaya geser di tumpuan = 300256 kN dan gaya aksial = 420053 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 420053
14 x 2682500 mm2 ) (
radic40
6) 1000 mm x 1800 mm
= 2109587 kN
c = 06 x 2109587 kN = 1265752 kN u = n
= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit
yang terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (300256 kN ndash (06 x 2109587 kN))06 = 2894674 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av = 2894674 x 103
390 MPa x 1800 mm
mm
= 515433 mm2
Digunakan D-22 sehingga n= Av
1
4 D2
= mm2
1
4 22
2=136 2 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 7 OK
Girder di lapangan
Ag = 1191500 mm2
h = 1850 mm
tulangan utama dan tulangan geser = D 13
d = h - drsquo- 13 - 05 x 13 = 17805 mm
= 1850 ndash 50 ndash 13 ndash (05 x 13) = 17805 mm
bw = 600 mm
Gaya geser di lapangan =193044 kN dan gaya aksial = 274113 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 274113
14 x 1191500 mm2 ) (
radic40
6) 600 mm x 17805 mm
= 1311133 kN
c= 06 x 1311133 kN = 78668 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang
terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
39
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (193044 kN ndash (06 x 1311133 kN))06 = 1906273 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av= 1906273 kN x 10
3
390 MPa x 17805 mm
150 mm
= 411784 mm2
Digunakan D-13 sehingga n= Av
1
4 D2
= 411784 mm2
1
4 13
2= 3103 4 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 4 OK
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 5215433 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Girder dianggap sebagai penampang berongga dinding tipis sehingga besar
modulus puntir = 2 Ambw dimana adalah girder
Jt = 2 x 1191500 mm2 x 2610 mm
= 6219630000 mm3
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 6219630000 (03 radic )radic1 10 1034
= 190101E+11 N-mm = 19010103 kN-m
Tc = 06 x 19010103 kN-m = 11406062 kN-m
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa nilai lebih besar dari sehingga
beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan torsi)
Pier Head
-Tulangan Lentur
Mu = 93134113 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 19 mm dengan jumlah 32 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 25=
1
4 314 x19
2 x 32 = 906832 mm
2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan (16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
Aps = 79059 mm2
fps = 1860 (1 04
081 [00061
1860
35 2520
1670 (00131 00196 ])
588537 MPa
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
40
Aps fps As fy= 085 fc ab
79059 mm2 x 588537 MPa + 906832mm
2 x 390 MPa = 085 x 35 MPa x a x
4500 mm
a = 373974 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16) dengan nilai
= 08 dapat dijabarkan sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d -a
2) As fy (d -
a
2)+
= 08 x 79059 mm2 x 588537 MPa (2520 mm-
373974 mm
2) +
906832 mm2 x 390 MPa (2520 mm-
373974 mm
2)
= 86842499 kN-m + 66008303 kN-m
= 108290509 kN-m
Mn = 93443330 kN-m gt Mu = 93134113 kN-m (OK memenuhi syarat)
-Tulangan Geser
Ag = 12876500 mm2
h = 2620 mm
d = h - d = 2620 mm ndash 100 mm = 2520 mm
= 4500 mm
Gaya geser u di tumpuan = 2011783 kN dan gaya aksial = 241249 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicf c
6) bwd
= (1 241249 kN
14 x 12876500 mm2 ) (
radic35
6) 4500 mm x 2520 mm
= 1118154 kN
c = 06 x 1118154 kN = 6708924 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa tahanan geser yang disumbangkan
oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang terjadi
sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (2011783 kN ndash 6708924 kN)06 = 1676113 kN
s = Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan
Av= s
fy x d
s
Av= 1676113 kN x 10
3
390 MPa x 2520 mm
125 mm
= 2131808 mm2
Digunakan D-16 sehingga n= Av
1
4 D2
= 2131808 mm2
1
4 16
2=106 11 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 8-D16 dan 2-D25 OK
41
Selisih jumlah tulangan D-16 antara hasil perhitungan dengan eksisting sebanyak
3 tulangan telah ditutupi dengan penggunaan 2 tulangan D-25 pada eksisting
sehingga tulangan tersebut dikatakan memenuhi syarat
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 1617885 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Untuk penampang segiempat masif modulus puntir Jt= 04x2y
Jt = 04 x 45002 mm x 2620 mm
= 21222 x 106 Nmm = 21222 kN-m
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 21222 x 106 Nmm (03 radic35 MPa)radic1
10 x 1034 MPa
35
= 6485 x 1011
N-mm = 648487513 kN-m
Tc= 06 x 648487513 kN-m = 389092507 kN-m
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa nilai Tc lebih besar dari Tu
sehingga beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan
torsi)
Pemeriksaan Kolom
Struktur kolom tidak hanya menerima beban aksial vertikal tetapi juga
momen lentur sehingga analisis kolom diperhitungkan untuk menyangga beban
aksial desak dengan eksentrisitas tertentu (Nasution 2009) Pada penelitian ini
analisis kolom dilakukan menggunakan program PCA Col untuk memeriksa
kapasitas tulangan eksisting terhadap beban yang bekerja pada struktur Beban
aksial dan momen yang diinputkan diperoleh dari program CSI Bridge Analisis
kolom dilakukan pada pier segmen 1 dan pier segmen 2 yang masing-masing
memiliki dimensi dan susunan tulangan yang berbeda
Gambar 30 Pemodelan Pier
Pier Segmen 1
Pier
Segmen 2
42
Pier Segmen 1
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1 dimana
aksial (P) maksimum 4181749 kN yang menghasilkan M33 sebesar 920863 kN-m
dan M22 sebesar 796380 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu M33 maksimum
sebesar 1862805 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar 218102 kN- m dan aksial
(P) sebesar 4326789 kN
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1
Dari data yang telah diinputkan diperoleh diagram interaksi seperti pada
Gambar 30 Terlihat baik pada kombinasi 1 dan 2 beban masih berada di area
tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan bahwa kombinasi pembebanan
mampu ditahan oleh pier sehingga pier dikatakan aman terhadap beban yang
bekerja
Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1
43
Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2
Pier Segmen 2
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1
dimana aksial (P) maksimum 629513 kN yang menghasilkan M33 sebesar
38634 kN-m dan M22 sebesar 74265 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu
M33 maksimum sebesar 248387 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar
73617 kN-m dan aksial (P) sebesar 721377 kN
Berdasarkan data yang inputkan diperoleh diagram interaksi pier untuk pier
segmen 2 sebagai berikut
Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
18
3 Program CSI Bridge digunakan untuk mempermudah dalam menganalisis
gaya dalam (internal force) yang bekerja akibat pembebanan Setelah
dilakukan pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum dapat
diperoleh nilai gaya dalam ultimit Analisis gaya dalam dilakukan dengan
membandingkan gaya dalam ultimit yang terjadi akibat pembebanan dengan
kapasitas nominal struktur fly over yang ditinjau
Pemodelan Struktur
a) Layout fly over
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri
dari 2 ruas jembatan kiri dan kanan dimana panjang 1 bentang (span)
sebesar 3575 m dengan jumlah bentang yang dianalisis sebanyak 3 span
Pendefinisian layout fly over pada program CSI Bridge dapat
menggunakan bridge wizard di menu Home
Gambar 10 Layout Line Struktur Fly Over
b) Material konstruksi dan penampang
Beton dengan = 30 MPa untuk slab dan pier
Beton dengan = 35 MPa untuk pier head
Beton dengan = 40 MPa untuk PCU Girder
Baja tulangan U39 dengan = 390 MPa
Baja tendon dengan fpy=1670 MPa dan fpu= 1860 MPa
19
Input material dilakukan pada menu Home-Bridge Wizard-Materials seperti pada
Gambar 12 berikut Sedangkan pemodelan penampang dilakukan pada menu
Components-Properties-Frame Properties-New-Frame Section Property Type
concrete-Precast U
Gambar 11 Input Material dan Penampang PCU Girder
Pendefinisian jumlah girder jarak antar girder dan tebal slab dilakukan pada
menu Components-Superstructure Deck Sections-New-Precast U Girder
Gambar 12 Penampang Superstruktur Jembatan
20
c) Jenis perletakan adalah tipe sendi-rol yang didefinisikan pada menu Home-
Bridge Wizards-Bearings
Gambar 13 Jenis Perletakan
d) Input pembebanan
Kombinasi pembebanan mengacu pada RSNI T-02-2005 Input
kombinasi pembebanan dilakukan pada menu DesignRating ndash Load
Combination ndash Add New Load Combination ndash Masukkan Load Case Name ndash
Load Case Type ndash Scale Factor ndash OK Contoh kombinasi pembebanan yang
telah diinputkan pada CSI Bridge terlihat pada gambar berikut
Gambar 14 Input Kombinasi Pembebanan
e) Input Respon Spektrum
Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 dibuat respon spektrum untuk
analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
21
CSI Bridge Respon spektrum diinputkan pada menu Loads ndash Functions ndash Respon
Spectrum ndash Add New Function ndash Pilih User ndash Masukkan Damping Ratio 005 ndash
Masukkan nilai Period dan Acceleration (Diperoleh dari hasil perhitungan
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010) ndash OK Pembuatan respon spektrum
gempa secara lebih rinci dijelaskan pada bab pembahasan
Gambar 15 Input Respon Spektrum Wilayah Jakarta
f) Hasil Gaya Dalam
Setelah pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum
struktur dapat dianalisis pada menu Analysis ndash Run Analysis ndash Pilih Load Case
yang ingin dianalisis ndash Run Analysis Hasil gaya dalam dapat ditampilkan pada
menu Home ndash Display ndash Show Bridge Superstructure Forces
Gambar 16 Contoh Momen Akibat Kombinasi Pembebanan
22
HASIL DAN PEMBAHASAN
Model Struktur Jembatan
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri dari 2
ruas jembatan kiri dan kanan dengan panjang total 10725 m Struktur terdiri dari
3 span dimana panjang satu span 3575 m Superstruktur jembatan ruas kiri terdiri
dari 4 girder dan ruas kanan terdiri dari 5 girder dengan tipe PCU dan memiliki
superelevasi sebesar 2 Struktur fly over tersebut ditopang oleh dua kolom cast
in site tipe Y-Pier dengan tinggi 22 m
Gambar 17 Pemodelan Struktur Fly Over
Gambar 19 Tampak Samping Struktur Fly Over
145 m 18 m
L total = 10725 m
Gambar 18 Tampak Depan Struktur Fly Over
23
Input Pembebanan
Pembebanan yang diinputkan pada program CSI Bridge mengacu pada
RSNI T-02-2005 (Tabel 40) mengenai Peraturan Pembebanan untuk Jembatan
dengan ragam kombinasi pada kondisi ultimit (Ultimate Limit States) sebagai
berikut
Tabel 7 Kombinasi Pembebanan
Nama
Kombinasi
Aksi
Permanen Aksi Transien Aksi Khusus
MS MA PS TD TT TB ET EW TTC
EQ-
X
EQ-
Y
ULS-1A 13 2 1 198 198 132
ULS-1B 13 2 1 198 198 132
ULS-1C 13 2 1 198 198 132
ULS-1D 13 2 1 198 198 132
ULS-4A 13 2 1 132 132
ULS-5A 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5B 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5C 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5D 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5E 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5F 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5G 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5H 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5I 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5J 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5K 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5L 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-5M 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5N 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5O 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5P 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-6A 13 2 1 198 198 1
ULS-6B 13 2 1 198 198 1
Keterangan
MS = Berat Sendiri
MA = Beban Mati Tambahan
PS = Pengaruh Prategang
TD = Beban Lajur ldquoDrdquo
TT = Beban Truk ldquoTrdquo
TB = Gaya Rem
ET = Beban Temperatur
EW = Beban Angin
TTC = Beban Tumbukan
EQ-X = Beban gempa dalam arah X
EQ-Y = Beban gempa dalam arah Y
24
Besarnya nilai beban-beban yang terjadi dapat dijabarkan dalam contoh
perhitungan sebagai berikut
1 Berat sendiri
PCU-Girder dan Slab
wc girder = 25 kNm3
wc slab = wc pier = 24 kNm3
Luas (A) girder = A satu girder x jumlah girder = 11915 m2 x 9 = 107235 m
2
A slab = tebal slab x lebar total jembatan = 025 m x (18 m+145 m) = 8125 m2
Berat girder = A girder x panjang total jembatan x wc girder
= 107235 m2 x 10725 m x 25 kNm
3
= 2875238 kN
Berat slab = A slab x panjang total jembatan x wc slab
= 10723 m2 x 10725 m x 24 kNm
3
= 2091375 kN
Pier
A pier segmen 1 = 2 m x 45 m = 9 m2
A pier segmen 2 = 20565 m2
Panjang pier segmen 1 = 7088 m
Panjang pier segmen 2 = 17147 m
Berat pier segmen 1 = A pier x panjang pier x wc pier
= 9 m2 x 7088 m x 24 kNm
3 = 153103 kN
Berat pier segmen 2 = A pier x panjang pier x wc pier
= 20565 m2 x 17147 m x 24 kNm
3
= 8463073 kN
Berat pier = 153103 kN + 8463073 kN = 9994103 kN
Total berat sendiri = Berat girder + slab + pier
= 2875238 kN + 2091375 kN + 9994103 kN
= 5966023 kN
2 Beban Mati Tambahan
Aspal
wc aspal = 22 kNm3
Tebal aspal = 75 cm
Perhitungan beban mati tambahan dengan menggunakan persamaan (1)
dapat dijabarkan sebagai berikut
Berat aspal = wcLA
= 22 kNm3 x 10725 m x (325 m x 0075 m)
= 5751281 kN
Parapet
wc parapet = 24 kNm3
A parapet = 0526 m2
Berat parapet = wcLA
= 24 kNm3 x 10725 m x 0526 m
2
= 1353924 kN
Total beban mati tambahan = berat aspal + parapet
= 5751281 kN + 1353924 kN
= 7105205 kN
25
3 Beban Lajur D
Beban Terbagi Rata (BTR)
Terdiri dari 7 kombinasi arah longitudinal dengan jumlah lajur
jembatan ruas kiri = 4 lajur dan jembatan ruas kanan = 5 lajur
Total kombinasi arah longitudinal
Jembatan Kiri = 7 x 4 = 28 kombinasi
Jembatan Kanan = 7 x 5 = 35 kombinasi
Terdiri dari 3 kombinasi dalam arah transversal dengan jarak dan
intensitas beban sebagai berikut
Jembatan Kiri
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 28 x 3
= 84 kombinasi
Jembatan Kanan
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 35 x 3
= 105 kombinasi
Nilai q dihitung menggunakan persamaan (3) untuk panjang 1 bentang gt 30 m
dimana panjang 1 span fly over = 3575 m
Contoh perhitungan nilai q sebagai berikut
q = 90 (05 15
3575 ) = 828 kPa
Gambar 20 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kiri
Gambar 21 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kanan
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
100 50
Keterangan
Keterangan
100 50
11 m 2 m 1 m 11 m 1 m 2 m 11 m
1375 m 275 m 1375 m 1375 m 1375 m 275 m 1375 m
26
Tabel 8 Kombinasi Beban ldquoDrdquo Arah Longitudinal Jembatan
Nama Span yang Dibebani Total Panjang
q (kNm2)
Kombinasi Span
1
Span
2
Span
3 Dibebani (m)
1 3575 828
2 3575 828
3 3575 828
4 715 639
5 715 639
6
7
715
10725
639
576
BTR diinputkan dalam bentuk beban garis sehingga nilai q (kNm2) dikalikan
lebar lajur yang dibebani (m)
Beban Garis Terpusat (BGT)
BGT diinputkan dalam bentuk beban titik pada program CSI Bridge sehingga nilai
intensitas p dikalikan dengan lebar lajur yang dibebani (m)
Beban garis = intensitas p x lebar lajur
= 49 kNm x 35 m
= 1715 kN
Dalam input BGT pada program digunakan faktor beban dinamis
senilai 14
4 Beban Truk ldquoTrdquo
Kendaraan truk yang digunakan adalah truk dengan berat 50 ton
Gambar 22 Input Beban Truk ldquoTrdquo
5 Gaya Rem
Gaya rem diinputkan sebagai beban titik dengan nilai sebagai berikut
Jembatan Kiri
Gaya rem per pier = nilai q terbesar x lebar lajur x panjang 1 span
jembatan x 5
27
= 9 kN
m2 x 145 m x 3575 m x 5
2 = 11663 kN
Jembatan Kanan
Gaya rem per pier = 9 kN
m2 x 18 m x 3575 m x 5
2 = 14479 kN
6 Pengaruh Temperatur
Gambar 23 Input Pengaruh Temperatur
7 Beban Angin
Diketahui
Cw = 125 (Tabel 3)
Vw = 35 ms (Tabel 2)
Ab = 198413 m2
Dengan menggunakan persamaan (4)
TE = 00006 Cw w 2Ab
= 00006 x 125 x 352 x 198413
= 18229 kN
TEW per pier = 18229 kN
4= 45573 kN
8 Tumbukan
100 kN
1
00
F
x
10o
Gambar 24 Proyeksi Tumbukan pada Pier Terhadap Sumbu X dan Sumbu Y
Fx
Fy
28
Tumbukan pada pier diinputkan sebagai beban titik dengan perhitungan sebagai
berikut
Fx = 100 kN x sin 100
= 17365 kN
Fy = 100 kN x cos 100
= 98481 kN
9 Beban Gempa
Pada penelitian ini analisis gempa dinamis dilakukan menggunakan grafik
respon spektrum Dalam pembuatan respon spektrum terlebih dahulu dilakukan
klasifikasi site (jenis tanah) lokasi yang ditinjau berdasarkan hasil penyelidikan
tanah (bore log) Dari data bore log dapat dihitung nilai rata-rata hasil uji
penetrasi standar (SPT) menggunakan persamaan (5) dengan hasil yang tertera
pada tabel berikut ini
Tabel 9 Perhitungan Nilai
Lapisan Kedalaman NSPT Tebal
(TebalSPT)
0 000 0 000 0000
1 330 2 330 1650
2 524 2 194 0971
3 723 2 198 0992
4 924 2 202 1009
5 1130 2 206 1028
6 1323 2 193 0963
7 1530 5 207 0415
8 1730 6 200 0333
9 1930 4 200 0500
10 2130 9 200 0222
11 2330 19 200 0105
12 2507 50 177 0035
13 2626 50 118 0024
14 2725 50 099 0020
15 2822 50 097 0019
16 2921 50 099 0020
17 3006 50 086 0017
3006 8324 3612
Diperoleh = 3612 dimana Σ Tebal Σ SPTfrasl yang menunjukkan bahwa jenis
tanah wilayah Tanjung Priok termasuk kelas situs E yaitu jenis tanah lunak
(Tabel 4) Selanjutnya dihitung nilai akselerasi respons spektra puncak untuk
periode pendek dan periode 1 detik dan desain akselerasi respon spektra
29
Gambar 25 (a) Peta Percepatan Puncak (PGA) wilayah Jakarta
(b) Peta Respon Spektra 02 detik (Ss) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
(c) Peta Respon Spektra 1 detik (S1) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
PGA (Peak Ground Acceleration) merupakan percepatan maksimum yang
menunjukkan intensitas daripada pergerakan lapisan tanah Berdasarkan Gambar 8
dapat diketahui bahwa wilayah yang ditinjau (Tanjung Priok Jakarta Utara)
memiliki nilai PGA 03 ndash 04 g Pendekatan angka menggunakan skala batas atas
dari nilai yang diketahui sehingga diambil nilai 04 g Wilayah Jakarta terdapat
pada zona dengan nilai respon spektra 02 detik probabilitas terlampaui 2 dalam
50 tahun (Ss) = 07 g dan nilai respon spektra 1 detik probabilitas terlampaui 2
dalam 50 tahun (S1 ) = 03 g Kemudian dengan interpolasi nilai Ss dan S1
menggunakan Tabel 5 amp 6 untuk tanah kelas E diperoleh nilai Fa dan Fv berturut-
turut sebesar 13 dan 28
Akselerasi respons spektra puncak periode pendek (SMS) dapat dihitung
dengan persamaan (6) sehingga SMS = 13 x 07 = 091 Akselerasi respons
spektra puncak periode 1 detik (SM1) dapat dihitung dengan persamaan (7)
sehingga SM1 = 28 x 03 = 084 Selanjutnya desain parameter akselerasi respon
spektra periode pendek dapat dihitung dengan persamaan (8) sehingga SDS =
091 = 07963 dan nilai desain parameter respon spektra periode 1 detik dapat
dihitung dengan persamaan (9) sehingga SD1 =
084 = 07350 Faktor
diperoleh dari konversi penggunaan peta gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
karena struktur yang ditinjau merupakan jembatan khusus dengan umur rencana
100 tahun Nilai Sa dihitung menggunakan persamaan 10-13 yang hasilnya
disajikan pada Tabel 10 Nilai T dan Sa diplot membentuk grafik respon spektrum
untuk analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
CSI Bridge
30
Tabel 10 Akselerasi Spektrum Gempa Wilayah Jakarta
T (det) Sa T (det) Sa
00000 03185 2 03675
01846 07963 21 03500
09231 07963 22 03341
1 07350 23 03196
11 06682 24 03063
12 06125 25 02940
13 05654 26 02827
14 05250 27 02722
15 04900 28 02625
16 04594 29 02534
17 04324 3 02450
18 04083 31 02371
19 03868 32 02297
Gambar 26 Grafik Respon Spektrum Wilayah
Jakarta Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010
Hasil Gaya Dalam (Internal Force)
a) Berat Sendiri
Kontrol perhitungan manual
Diketahui
Ag satu girder = 11915 m2
frsquoc girder = 40 MPa
wc girder = 25 kNm3
Tebal slab = 25 cm
frsquoc slab = 30 MPa
wc slab = 24 kNm3
Perhitungan
q slab = tebal slab x spasi antar girder x wc slab
= 025 m x 3567 m x 24 kNm3
= 21402 kNm
q girder = Ag girder x wc girder
= 11915 m2 x 25 kNm
3
= 29788 kNm
M girder = 1
8 q L2
= 1
8 29788 kN mfrasl 35
2 m
= 456129 kN-m
M slab = 1
8 q L2
= 1
8 21402 kN mfrasl 35
2 m
= 327718 kN-m
M girder + M slab = 456129 + 327718 = 783847 kN-m
31
Perhitungan momen secara manual dibandingkan dengan hasil yang ditampilkan
pada program CSI Bridge
Gambar 27 Hasil Momen Akibat Berat Sendiri pada Jembatan
Jembatan kiri terdapat 4 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 4 = 3135388 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min+M max = 28019386 kN-m + 7949228 kN-m
= 28814308 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
Jembatan kanan terdapat 5 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 5 = 3919235 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min + M max = 3494893 kN-m + 9915171 kN-m
= 35940447 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
b) Ultimate Limit States (ULS)
Kombinasi pembebanan yang menghasilkan gaya dalam maksimum
sepanjang jembatan adalah kombinasi ULS-5I (Tabel 7)
Gambar 28 Hasil Gaya Dalam Akibat Kombinasi Pembebanan ULS 5-I
32
c) Kontrol Lendutan
Lendutan maksimum yang diizinkan adalah L
800 =
35750 mm
800 = 4469 mm
sedangkan lendutan yang terjadi pada fly over dari program CSI Bridge
adalah 213 mm sehingga struktur dikatakan aman
Perhitungan Tendon
Dalam perhitungan tendon dan tulangan digunakan momen maksimal yang
terjadi pada penampang yang ditinjau
Tendon pada girder
Data Tendon
D tendon = 05 inchi = 127 mm = 00127 m
Ast = 987 mm2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Girder
Ag (Ax) = 11915 m2
Iz = 04204 m4
yt = 097 m
yb = 088 m
eb = 058 m
-Menghitung gaya prategang P
M berat sendiri = 801826 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 188156 kN-m
M beban hidup = 510983 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 1500965 kN-m
P2=
MybIz
-σb
1
Ax
ebybIz
P2=
150096 x 088
04204 3000
1
11915
058 x 088
04204 = 1384018 kN
Gambar 29 Deformasi yang Terjadi pada Struktur Akibat Beban Hidup
33
P1= Ast x x f u
= 00000987 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl = 110149 kN
Jumlah tendon yang diperlukan= P2
P1= 1384018 kN
110149 kN=125 tendon
Jumlah tendon eksisting = 110 tendon
Jumlah tendon hasil perhitungan yang melebihi tendon eksisting dapat disebabkan
karena perbedaan penggunaan jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo Perhitungan yang
dilakukan menggunakan semua kemungkinan kombinasi baik dalam arah
longitudinal maupun transversal jembatan (sub bab input pembebanan) Selain itu
dapat juga dikarenakan perbedaan dalam pemodelan panjang girder yang
menyebabkan terjadinya kelebihan momen
Tendon pada pier head
Data Tendon
D tendon = 06 inchi = 1524 mm = 0015 m
Ast = 1387 mm2 = 00001387 m
2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Pier Head
Ag (Ax) = 128765 m2
Iz = 6967 m4
yt = 139 m
yb = 123 m
et pada momen maksimal = 04396 m
et pada penampang kritis = 0702 m
-Menghitung P menggunakan Momen Pada Penampang Kritis (Mcr)
M berat sendiri = 41612388 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 7073499kN-m
M beban hidup = 14947156 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 63633043 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
63633043 x 139
3000
1
12875
0702 x 139
6967 = 40860556 kN
P1= Ast x x f u
= 00001387 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl =154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=
40860556 kN
154789 kN= 264 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
34
Berdasarkan jumlah tendon eksisting yang melebihi tendon yang diperlukan
dapat diasumsikan bahwa pier head tersebut tidak didesain menggunakan momen
pada penampang kritis (Mcr) Pada saat dibebani retak terjadi pada perubahan
geometri atau pada penampang kritis sehingga pada umumnya desain cukup
menggunakan Mcr yang nilainya lebih kecil daripada momen maksimal
-Menghitung P menggunakan Momen Maksimal (Mmax)
M berat sendiri = 57265256 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 8941951kN-m
M beban hidup = 20374506 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 86581713 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
865817123 x 139
6967 3000
1
12875
x 139
6967 = 86320521 kN
P1= 154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=86320521 kN
154789 kN= 558 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
Dengan menggunakan momen maksimum yang terjadi pada pier head hasil
perhitungan jumlah tendon yang diperlukan mendekati jumlah tendon eksisting
sehingga dapat diasumsikan struktur tersebut didesain menggunakan momen
maksimum Penggunaan momen maksimum yang terjadi menyebabkan
penambahan jumlah tendon dalam desain
Jumlah tendon eksisting Jumlah tendon yang diperlukan OK
Perhitungan Tulangan
Slab
-Tulangan Lentur Positif
Momen di lapangan Mu pada slab = 10333 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d = ndash drsquo= 250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
10333
08=12916 kN-m
Faktor tahanan momen = Mnx10
6
bd2 =
12916 x106
1000 x 2102= 2929
35
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2929
085 x 30 = 00079
ρmin
= 25 x 14
fy= 25 x
14
390= 0000897
Digunakan = 00079 sehingga
As= ρ b d = 00079 x 1000 mm x 210 mm = 167983 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 167983 mm2
= 1687 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
-Tulangan Lentur Negatif
Momen di tumpuan Mu pada slab = 9504 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d ndash drsquo=250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
9504
08=1188 kN-m
Faktor tahanan momen Rn=Mnx10
6
bd2 =
1188 x106
1000 x 2102= 2694
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2694
085 x 30 = 00073
ρmin
= 25 x 14
fy=25 x
14
390= 0000897
Digunakan ρ = 00073 sehingga
As= ρ b d = 00073 x 1000 mm x 210 mm =153652 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
36
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 153652 mm2
= 18443 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
- Tulangan Geser
Gaya geser Vu pada slab = 35306 kN
Kuat geser nominal yang disumbangkan oleh slab
c=
(
radicf
rsquoc
6
)
bwd =(radic30
6) 1000 x 210 = 19170289 kN
Vc = 06 x = 11502174 kN
u c tidak dibutuhkan tulangan geser
Girder
-Tulangan Lentur
Mu = 24895989 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 13 mm dengan jumlah 8 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 8 =
1
4 314 13
2 x 8 = 106132 mm2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan
(16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fcrsquo
d
dp ω- ωrsquo ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
10857 mm2
fps = 1860 (1 04
077 [00091
1860
40 2050
1800 (00414 00335 ])
= 18599 MPa
Menghitung lebar efektif Be
Diketahui tebal slab ho = 25 cm
Lebar efektif diambil nilai terkecil dari L
4 =
3575 m
4= 894 m
Jarak antar girder s = 3567 m
12 = 12 x 025 = 3 m Diambil Be = 3 m
Eslab = 2574296 MPa
Egirder = 2972541 MPa
n = Eslab
Egirder
= 2574296 MPa
2972541 MPa= 087
Sehingga Be = n x 3 m = 087 x 3 m = 261 m = 2610 mm
37
h = h girder + h slab = 250 + 1850 = 2100 mm
tebal selimut beton drsquo = 50 mm
d = h ndash drsquo
= 2100 mm ndash 50 mm = 2050 mm
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
Aps fps As fy = 085 fcrsquoab
10857 mm2
x 18599 MPa+106132 mm2 x 390 MPa = 085 x 40 MPa x a x
2610 mm
a = 23223 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16)
dengan nilai = 08 adalah sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d-a
2) As fy (d-
a
2)+
= 08 x 10857 mm2 x 18599 MPa (2050 mm-
23223 mm
2) +
106132 mm2
x 390 MPa (2050 mm-23223 mm
2)
= 31242337 kN-m + 640371 kN-m
= 31882709 kN-m
Mn = 31882709 kN-m gt Mu = 24720615 kN-m (OK memenuhi syarat)
Cara yang telah dijabarkan diatas merupakan cara mendesain kekuatan
lentur balok prategang dengan pendekatan trial and error diameter tulangan dan
jumlah tulangan dalam Nawy (2001) Dengan menggunakan pendekatan tersebut
terlebih dahulu dilakukan pemeriksaan terhadap tulangan eksisting menggunakan
data sekunder Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa kapasitas momen
nominal yang disumbangkan oleh tendon Mn tendon lebih besar daripada
momen ultimit yang terjadi Mu akibat pembebanan sehingga momen cukup
ditahan oleh tendon (tidak dibutuhkan tulangan lentur) Tulangan eksisting yang
digunakan merupakan tulangan susut yang berfungsi mencegah terjadinya retak
pada beton
tulangan susut = 00018 x luas penampang girder Ag
= 00018 x 11915 m2
= 00021447 m
2
Digunakan D-13 sehingga = 21447 mm2
1
4 d
2=
21447 m2
1
4 13
2= 16 lt n eksisting = 40
Menurut SNI 03-2847-2002 tentang Tata Cara Perhitungan Struktur Beton
untuk Bangunan Gedung jumlah tulangan susut dan suhu harus dipasang dengan
jarak tidak lebih dari lima kali tebal plat atau 450 mm Jarak maksimum antara
tulangan susut eksisting = 330 mm (lt 450 mm) sehingga tulangan tersebut dari
segi jumlah dan jarak antar tulangan memenuhi syarat
-Tulangan Geser
Girder di tumpuan
Ag = 2682500 mm2
h = 1850 mm
d = h-drsquo= 1850 mm ndash 50 mm = 1800 mm
bw = 1000 mm
38
Gaya geser di tumpuan = 300256 kN dan gaya aksial = 420053 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 420053
14 x 2682500 mm2 ) (
radic40
6) 1000 mm x 1800 mm
= 2109587 kN
c = 06 x 2109587 kN = 1265752 kN u = n
= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit
yang terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (300256 kN ndash (06 x 2109587 kN))06 = 2894674 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av = 2894674 x 103
390 MPa x 1800 mm
mm
= 515433 mm2
Digunakan D-22 sehingga n= Av
1
4 D2
= mm2
1
4 22
2=136 2 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 7 OK
Girder di lapangan
Ag = 1191500 mm2
h = 1850 mm
tulangan utama dan tulangan geser = D 13
d = h - drsquo- 13 - 05 x 13 = 17805 mm
= 1850 ndash 50 ndash 13 ndash (05 x 13) = 17805 mm
bw = 600 mm
Gaya geser di lapangan =193044 kN dan gaya aksial = 274113 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 274113
14 x 1191500 mm2 ) (
radic40
6) 600 mm x 17805 mm
= 1311133 kN
c= 06 x 1311133 kN = 78668 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang
terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
39
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (193044 kN ndash (06 x 1311133 kN))06 = 1906273 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av= 1906273 kN x 10
3
390 MPa x 17805 mm
150 mm
= 411784 mm2
Digunakan D-13 sehingga n= Av
1
4 D2
= 411784 mm2
1
4 13
2= 3103 4 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 4 OK
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 5215433 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Girder dianggap sebagai penampang berongga dinding tipis sehingga besar
modulus puntir = 2 Ambw dimana adalah girder
Jt = 2 x 1191500 mm2 x 2610 mm
= 6219630000 mm3
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 6219630000 (03 radic )radic1 10 1034
= 190101E+11 N-mm = 19010103 kN-m
Tc = 06 x 19010103 kN-m = 11406062 kN-m
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa nilai lebih besar dari sehingga
beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan torsi)
Pier Head
-Tulangan Lentur
Mu = 93134113 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 19 mm dengan jumlah 32 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 25=
1
4 314 x19
2 x 32 = 906832 mm
2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan (16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
Aps = 79059 mm2
fps = 1860 (1 04
081 [00061
1860
35 2520
1670 (00131 00196 ])
588537 MPa
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
40
Aps fps As fy= 085 fc ab
79059 mm2 x 588537 MPa + 906832mm
2 x 390 MPa = 085 x 35 MPa x a x
4500 mm
a = 373974 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16) dengan nilai
= 08 dapat dijabarkan sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d -a
2) As fy (d -
a
2)+
= 08 x 79059 mm2 x 588537 MPa (2520 mm-
373974 mm
2) +
906832 mm2 x 390 MPa (2520 mm-
373974 mm
2)
= 86842499 kN-m + 66008303 kN-m
= 108290509 kN-m
Mn = 93443330 kN-m gt Mu = 93134113 kN-m (OK memenuhi syarat)
-Tulangan Geser
Ag = 12876500 mm2
h = 2620 mm
d = h - d = 2620 mm ndash 100 mm = 2520 mm
= 4500 mm
Gaya geser u di tumpuan = 2011783 kN dan gaya aksial = 241249 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicf c
6) bwd
= (1 241249 kN
14 x 12876500 mm2 ) (
radic35
6) 4500 mm x 2520 mm
= 1118154 kN
c = 06 x 1118154 kN = 6708924 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa tahanan geser yang disumbangkan
oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang terjadi
sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (2011783 kN ndash 6708924 kN)06 = 1676113 kN
s = Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan
Av= s
fy x d
s
Av= 1676113 kN x 10
3
390 MPa x 2520 mm
125 mm
= 2131808 mm2
Digunakan D-16 sehingga n= Av
1
4 D2
= 2131808 mm2
1
4 16
2=106 11 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 8-D16 dan 2-D25 OK
41
Selisih jumlah tulangan D-16 antara hasil perhitungan dengan eksisting sebanyak
3 tulangan telah ditutupi dengan penggunaan 2 tulangan D-25 pada eksisting
sehingga tulangan tersebut dikatakan memenuhi syarat
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 1617885 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Untuk penampang segiempat masif modulus puntir Jt= 04x2y
Jt = 04 x 45002 mm x 2620 mm
= 21222 x 106 Nmm = 21222 kN-m
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 21222 x 106 Nmm (03 radic35 MPa)radic1
10 x 1034 MPa
35
= 6485 x 1011
N-mm = 648487513 kN-m
Tc= 06 x 648487513 kN-m = 389092507 kN-m
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa nilai Tc lebih besar dari Tu
sehingga beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan
torsi)
Pemeriksaan Kolom
Struktur kolom tidak hanya menerima beban aksial vertikal tetapi juga
momen lentur sehingga analisis kolom diperhitungkan untuk menyangga beban
aksial desak dengan eksentrisitas tertentu (Nasution 2009) Pada penelitian ini
analisis kolom dilakukan menggunakan program PCA Col untuk memeriksa
kapasitas tulangan eksisting terhadap beban yang bekerja pada struktur Beban
aksial dan momen yang diinputkan diperoleh dari program CSI Bridge Analisis
kolom dilakukan pada pier segmen 1 dan pier segmen 2 yang masing-masing
memiliki dimensi dan susunan tulangan yang berbeda
Gambar 30 Pemodelan Pier
Pier Segmen 1
Pier
Segmen 2
42
Pier Segmen 1
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1 dimana
aksial (P) maksimum 4181749 kN yang menghasilkan M33 sebesar 920863 kN-m
dan M22 sebesar 796380 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu M33 maksimum
sebesar 1862805 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar 218102 kN- m dan aksial
(P) sebesar 4326789 kN
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1
Dari data yang telah diinputkan diperoleh diagram interaksi seperti pada
Gambar 30 Terlihat baik pada kombinasi 1 dan 2 beban masih berada di area
tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan bahwa kombinasi pembebanan
mampu ditahan oleh pier sehingga pier dikatakan aman terhadap beban yang
bekerja
Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1
43
Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2
Pier Segmen 2
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1
dimana aksial (P) maksimum 629513 kN yang menghasilkan M33 sebesar
38634 kN-m dan M22 sebesar 74265 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu
M33 maksimum sebesar 248387 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar
73617 kN-m dan aksial (P) sebesar 721377 kN
Berdasarkan data yang inputkan diperoleh diagram interaksi pier untuk pier
segmen 2 sebagai berikut
Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
19
Input material dilakukan pada menu Home-Bridge Wizard-Materials seperti pada
Gambar 12 berikut Sedangkan pemodelan penampang dilakukan pada menu
Components-Properties-Frame Properties-New-Frame Section Property Type
concrete-Precast U
Gambar 11 Input Material dan Penampang PCU Girder
Pendefinisian jumlah girder jarak antar girder dan tebal slab dilakukan pada
menu Components-Superstructure Deck Sections-New-Precast U Girder
Gambar 12 Penampang Superstruktur Jembatan
20
c) Jenis perletakan adalah tipe sendi-rol yang didefinisikan pada menu Home-
Bridge Wizards-Bearings
Gambar 13 Jenis Perletakan
d) Input pembebanan
Kombinasi pembebanan mengacu pada RSNI T-02-2005 Input
kombinasi pembebanan dilakukan pada menu DesignRating ndash Load
Combination ndash Add New Load Combination ndash Masukkan Load Case Name ndash
Load Case Type ndash Scale Factor ndash OK Contoh kombinasi pembebanan yang
telah diinputkan pada CSI Bridge terlihat pada gambar berikut
Gambar 14 Input Kombinasi Pembebanan
e) Input Respon Spektrum
Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 dibuat respon spektrum untuk
analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
21
CSI Bridge Respon spektrum diinputkan pada menu Loads ndash Functions ndash Respon
Spectrum ndash Add New Function ndash Pilih User ndash Masukkan Damping Ratio 005 ndash
Masukkan nilai Period dan Acceleration (Diperoleh dari hasil perhitungan
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010) ndash OK Pembuatan respon spektrum
gempa secara lebih rinci dijelaskan pada bab pembahasan
Gambar 15 Input Respon Spektrum Wilayah Jakarta
f) Hasil Gaya Dalam
Setelah pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum
struktur dapat dianalisis pada menu Analysis ndash Run Analysis ndash Pilih Load Case
yang ingin dianalisis ndash Run Analysis Hasil gaya dalam dapat ditampilkan pada
menu Home ndash Display ndash Show Bridge Superstructure Forces
Gambar 16 Contoh Momen Akibat Kombinasi Pembebanan
22
HASIL DAN PEMBAHASAN
Model Struktur Jembatan
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri dari 2
ruas jembatan kiri dan kanan dengan panjang total 10725 m Struktur terdiri dari
3 span dimana panjang satu span 3575 m Superstruktur jembatan ruas kiri terdiri
dari 4 girder dan ruas kanan terdiri dari 5 girder dengan tipe PCU dan memiliki
superelevasi sebesar 2 Struktur fly over tersebut ditopang oleh dua kolom cast
in site tipe Y-Pier dengan tinggi 22 m
Gambar 17 Pemodelan Struktur Fly Over
Gambar 19 Tampak Samping Struktur Fly Over
145 m 18 m
L total = 10725 m
Gambar 18 Tampak Depan Struktur Fly Over
23
Input Pembebanan
Pembebanan yang diinputkan pada program CSI Bridge mengacu pada
RSNI T-02-2005 (Tabel 40) mengenai Peraturan Pembebanan untuk Jembatan
dengan ragam kombinasi pada kondisi ultimit (Ultimate Limit States) sebagai
berikut
Tabel 7 Kombinasi Pembebanan
Nama
Kombinasi
Aksi
Permanen Aksi Transien Aksi Khusus
MS MA PS TD TT TB ET EW TTC
EQ-
X
EQ-
Y
ULS-1A 13 2 1 198 198 132
ULS-1B 13 2 1 198 198 132
ULS-1C 13 2 1 198 198 132
ULS-1D 13 2 1 198 198 132
ULS-4A 13 2 1 132 132
ULS-5A 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5B 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5C 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5D 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5E 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5F 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5G 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5H 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5I 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5J 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5K 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5L 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-5M 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5N 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5O 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5P 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-6A 13 2 1 198 198 1
ULS-6B 13 2 1 198 198 1
Keterangan
MS = Berat Sendiri
MA = Beban Mati Tambahan
PS = Pengaruh Prategang
TD = Beban Lajur ldquoDrdquo
TT = Beban Truk ldquoTrdquo
TB = Gaya Rem
ET = Beban Temperatur
EW = Beban Angin
TTC = Beban Tumbukan
EQ-X = Beban gempa dalam arah X
EQ-Y = Beban gempa dalam arah Y
24
Besarnya nilai beban-beban yang terjadi dapat dijabarkan dalam contoh
perhitungan sebagai berikut
1 Berat sendiri
PCU-Girder dan Slab
wc girder = 25 kNm3
wc slab = wc pier = 24 kNm3
Luas (A) girder = A satu girder x jumlah girder = 11915 m2 x 9 = 107235 m
2
A slab = tebal slab x lebar total jembatan = 025 m x (18 m+145 m) = 8125 m2
Berat girder = A girder x panjang total jembatan x wc girder
= 107235 m2 x 10725 m x 25 kNm
3
= 2875238 kN
Berat slab = A slab x panjang total jembatan x wc slab
= 10723 m2 x 10725 m x 24 kNm
3
= 2091375 kN
Pier
A pier segmen 1 = 2 m x 45 m = 9 m2
A pier segmen 2 = 20565 m2
Panjang pier segmen 1 = 7088 m
Panjang pier segmen 2 = 17147 m
Berat pier segmen 1 = A pier x panjang pier x wc pier
= 9 m2 x 7088 m x 24 kNm
3 = 153103 kN
Berat pier segmen 2 = A pier x panjang pier x wc pier
= 20565 m2 x 17147 m x 24 kNm
3
= 8463073 kN
Berat pier = 153103 kN + 8463073 kN = 9994103 kN
Total berat sendiri = Berat girder + slab + pier
= 2875238 kN + 2091375 kN + 9994103 kN
= 5966023 kN
2 Beban Mati Tambahan
Aspal
wc aspal = 22 kNm3
Tebal aspal = 75 cm
Perhitungan beban mati tambahan dengan menggunakan persamaan (1)
dapat dijabarkan sebagai berikut
Berat aspal = wcLA
= 22 kNm3 x 10725 m x (325 m x 0075 m)
= 5751281 kN
Parapet
wc parapet = 24 kNm3
A parapet = 0526 m2
Berat parapet = wcLA
= 24 kNm3 x 10725 m x 0526 m
2
= 1353924 kN
Total beban mati tambahan = berat aspal + parapet
= 5751281 kN + 1353924 kN
= 7105205 kN
25
3 Beban Lajur D
Beban Terbagi Rata (BTR)
Terdiri dari 7 kombinasi arah longitudinal dengan jumlah lajur
jembatan ruas kiri = 4 lajur dan jembatan ruas kanan = 5 lajur
Total kombinasi arah longitudinal
Jembatan Kiri = 7 x 4 = 28 kombinasi
Jembatan Kanan = 7 x 5 = 35 kombinasi
Terdiri dari 3 kombinasi dalam arah transversal dengan jarak dan
intensitas beban sebagai berikut
Jembatan Kiri
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 28 x 3
= 84 kombinasi
Jembatan Kanan
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 35 x 3
= 105 kombinasi
Nilai q dihitung menggunakan persamaan (3) untuk panjang 1 bentang gt 30 m
dimana panjang 1 span fly over = 3575 m
Contoh perhitungan nilai q sebagai berikut
q = 90 (05 15
3575 ) = 828 kPa
Gambar 20 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kiri
Gambar 21 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kanan
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
100 50
Keterangan
Keterangan
100 50
11 m 2 m 1 m 11 m 1 m 2 m 11 m
1375 m 275 m 1375 m 1375 m 1375 m 275 m 1375 m
26
Tabel 8 Kombinasi Beban ldquoDrdquo Arah Longitudinal Jembatan
Nama Span yang Dibebani Total Panjang
q (kNm2)
Kombinasi Span
1
Span
2
Span
3 Dibebani (m)
1 3575 828
2 3575 828
3 3575 828
4 715 639
5 715 639
6
7
715
10725
639
576
BTR diinputkan dalam bentuk beban garis sehingga nilai q (kNm2) dikalikan
lebar lajur yang dibebani (m)
Beban Garis Terpusat (BGT)
BGT diinputkan dalam bentuk beban titik pada program CSI Bridge sehingga nilai
intensitas p dikalikan dengan lebar lajur yang dibebani (m)
Beban garis = intensitas p x lebar lajur
= 49 kNm x 35 m
= 1715 kN
Dalam input BGT pada program digunakan faktor beban dinamis
senilai 14
4 Beban Truk ldquoTrdquo
Kendaraan truk yang digunakan adalah truk dengan berat 50 ton
Gambar 22 Input Beban Truk ldquoTrdquo
5 Gaya Rem
Gaya rem diinputkan sebagai beban titik dengan nilai sebagai berikut
Jembatan Kiri
Gaya rem per pier = nilai q terbesar x lebar lajur x panjang 1 span
jembatan x 5
27
= 9 kN
m2 x 145 m x 3575 m x 5
2 = 11663 kN
Jembatan Kanan
Gaya rem per pier = 9 kN
m2 x 18 m x 3575 m x 5
2 = 14479 kN
6 Pengaruh Temperatur
Gambar 23 Input Pengaruh Temperatur
7 Beban Angin
Diketahui
Cw = 125 (Tabel 3)
Vw = 35 ms (Tabel 2)
Ab = 198413 m2
Dengan menggunakan persamaan (4)
TE = 00006 Cw w 2Ab
= 00006 x 125 x 352 x 198413
= 18229 kN
TEW per pier = 18229 kN
4= 45573 kN
8 Tumbukan
100 kN
1
00
F
x
10o
Gambar 24 Proyeksi Tumbukan pada Pier Terhadap Sumbu X dan Sumbu Y
Fx
Fy
28
Tumbukan pada pier diinputkan sebagai beban titik dengan perhitungan sebagai
berikut
Fx = 100 kN x sin 100
= 17365 kN
Fy = 100 kN x cos 100
= 98481 kN
9 Beban Gempa
Pada penelitian ini analisis gempa dinamis dilakukan menggunakan grafik
respon spektrum Dalam pembuatan respon spektrum terlebih dahulu dilakukan
klasifikasi site (jenis tanah) lokasi yang ditinjau berdasarkan hasil penyelidikan
tanah (bore log) Dari data bore log dapat dihitung nilai rata-rata hasil uji
penetrasi standar (SPT) menggunakan persamaan (5) dengan hasil yang tertera
pada tabel berikut ini
Tabel 9 Perhitungan Nilai
Lapisan Kedalaman NSPT Tebal
(TebalSPT)
0 000 0 000 0000
1 330 2 330 1650
2 524 2 194 0971
3 723 2 198 0992
4 924 2 202 1009
5 1130 2 206 1028
6 1323 2 193 0963
7 1530 5 207 0415
8 1730 6 200 0333
9 1930 4 200 0500
10 2130 9 200 0222
11 2330 19 200 0105
12 2507 50 177 0035
13 2626 50 118 0024
14 2725 50 099 0020
15 2822 50 097 0019
16 2921 50 099 0020
17 3006 50 086 0017
3006 8324 3612
Diperoleh = 3612 dimana Σ Tebal Σ SPTfrasl yang menunjukkan bahwa jenis
tanah wilayah Tanjung Priok termasuk kelas situs E yaitu jenis tanah lunak
(Tabel 4) Selanjutnya dihitung nilai akselerasi respons spektra puncak untuk
periode pendek dan periode 1 detik dan desain akselerasi respon spektra
29
Gambar 25 (a) Peta Percepatan Puncak (PGA) wilayah Jakarta
(b) Peta Respon Spektra 02 detik (Ss) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
(c) Peta Respon Spektra 1 detik (S1) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
PGA (Peak Ground Acceleration) merupakan percepatan maksimum yang
menunjukkan intensitas daripada pergerakan lapisan tanah Berdasarkan Gambar 8
dapat diketahui bahwa wilayah yang ditinjau (Tanjung Priok Jakarta Utara)
memiliki nilai PGA 03 ndash 04 g Pendekatan angka menggunakan skala batas atas
dari nilai yang diketahui sehingga diambil nilai 04 g Wilayah Jakarta terdapat
pada zona dengan nilai respon spektra 02 detik probabilitas terlampaui 2 dalam
50 tahun (Ss) = 07 g dan nilai respon spektra 1 detik probabilitas terlampaui 2
dalam 50 tahun (S1 ) = 03 g Kemudian dengan interpolasi nilai Ss dan S1
menggunakan Tabel 5 amp 6 untuk tanah kelas E diperoleh nilai Fa dan Fv berturut-
turut sebesar 13 dan 28
Akselerasi respons spektra puncak periode pendek (SMS) dapat dihitung
dengan persamaan (6) sehingga SMS = 13 x 07 = 091 Akselerasi respons
spektra puncak periode 1 detik (SM1) dapat dihitung dengan persamaan (7)
sehingga SM1 = 28 x 03 = 084 Selanjutnya desain parameter akselerasi respon
spektra periode pendek dapat dihitung dengan persamaan (8) sehingga SDS =
091 = 07963 dan nilai desain parameter respon spektra periode 1 detik dapat
dihitung dengan persamaan (9) sehingga SD1 =
084 = 07350 Faktor
diperoleh dari konversi penggunaan peta gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
karena struktur yang ditinjau merupakan jembatan khusus dengan umur rencana
100 tahun Nilai Sa dihitung menggunakan persamaan 10-13 yang hasilnya
disajikan pada Tabel 10 Nilai T dan Sa diplot membentuk grafik respon spektrum
untuk analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
CSI Bridge
30
Tabel 10 Akselerasi Spektrum Gempa Wilayah Jakarta
T (det) Sa T (det) Sa
00000 03185 2 03675
01846 07963 21 03500
09231 07963 22 03341
1 07350 23 03196
11 06682 24 03063
12 06125 25 02940
13 05654 26 02827
14 05250 27 02722
15 04900 28 02625
16 04594 29 02534
17 04324 3 02450
18 04083 31 02371
19 03868 32 02297
Gambar 26 Grafik Respon Spektrum Wilayah
Jakarta Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010
Hasil Gaya Dalam (Internal Force)
a) Berat Sendiri
Kontrol perhitungan manual
Diketahui
Ag satu girder = 11915 m2
frsquoc girder = 40 MPa
wc girder = 25 kNm3
Tebal slab = 25 cm
frsquoc slab = 30 MPa
wc slab = 24 kNm3
Perhitungan
q slab = tebal slab x spasi antar girder x wc slab
= 025 m x 3567 m x 24 kNm3
= 21402 kNm
q girder = Ag girder x wc girder
= 11915 m2 x 25 kNm
3
= 29788 kNm
M girder = 1
8 q L2
= 1
8 29788 kN mfrasl 35
2 m
= 456129 kN-m
M slab = 1
8 q L2
= 1
8 21402 kN mfrasl 35
2 m
= 327718 kN-m
M girder + M slab = 456129 + 327718 = 783847 kN-m
31
Perhitungan momen secara manual dibandingkan dengan hasil yang ditampilkan
pada program CSI Bridge
Gambar 27 Hasil Momen Akibat Berat Sendiri pada Jembatan
Jembatan kiri terdapat 4 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 4 = 3135388 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min+M max = 28019386 kN-m + 7949228 kN-m
= 28814308 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
Jembatan kanan terdapat 5 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 5 = 3919235 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min + M max = 3494893 kN-m + 9915171 kN-m
= 35940447 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
b) Ultimate Limit States (ULS)
Kombinasi pembebanan yang menghasilkan gaya dalam maksimum
sepanjang jembatan adalah kombinasi ULS-5I (Tabel 7)
Gambar 28 Hasil Gaya Dalam Akibat Kombinasi Pembebanan ULS 5-I
32
c) Kontrol Lendutan
Lendutan maksimum yang diizinkan adalah L
800 =
35750 mm
800 = 4469 mm
sedangkan lendutan yang terjadi pada fly over dari program CSI Bridge
adalah 213 mm sehingga struktur dikatakan aman
Perhitungan Tendon
Dalam perhitungan tendon dan tulangan digunakan momen maksimal yang
terjadi pada penampang yang ditinjau
Tendon pada girder
Data Tendon
D tendon = 05 inchi = 127 mm = 00127 m
Ast = 987 mm2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Girder
Ag (Ax) = 11915 m2
Iz = 04204 m4
yt = 097 m
yb = 088 m
eb = 058 m
-Menghitung gaya prategang P
M berat sendiri = 801826 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 188156 kN-m
M beban hidup = 510983 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 1500965 kN-m
P2=
MybIz
-σb
1
Ax
ebybIz
P2=
150096 x 088
04204 3000
1
11915
058 x 088
04204 = 1384018 kN
Gambar 29 Deformasi yang Terjadi pada Struktur Akibat Beban Hidup
33
P1= Ast x x f u
= 00000987 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl = 110149 kN
Jumlah tendon yang diperlukan= P2
P1= 1384018 kN
110149 kN=125 tendon
Jumlah tendon eksisting = 110 tendon
Jumlah tendon hasil perhitungan yang melebihi tendon eksisting dapat disebabkan
karena perbedaan penggunaan jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo Perhitungan yang
dilakukan menggunakan semua kemungkinan kombinasi baik dalam arah
longitudinal maupun transversal jembatan (sub bab input pembebanan) Selain itu
dapat juga dikarenakan perbedaan dalam pemodelan panjang girder yang
menyebabkan terjadinya kelebihan momen
Tendon pada pier head
Data Tendon
D tendon = 06 inchi = 1524 mm = 0015 m
Ast = 1387 mm2 = 00001387 m
2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Pier Head
Ag (Ax) = 128765 m2
Iz = 6967 m4
yt = 139 m
yb = 123 m
et pada momen maksimal = 04396 m
et pada penampang kritis = 0702 m
-Menghitung P menggunakan Momen Pada Penampang Kritis (Mcr)
M berat sendiri = 41612388 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 7073499kN-m
M beban hidup = 14947156 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 63633043 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
63633043 x 139
3000
1
12875
0702 x 139
6967 = 40860556 kN
P1= Ast x x f u
= 00001387 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl =154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=
40860556 kN
154789 kN= 264 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
34
Berdasarkan jumlah tendon eksisting yang melebihi tendon yang diperlukan
dapat diasumsikan bahwa pier head tersebut tidak didesain menggunakan momen
pada penampang kritis (Mcr) Pada saat dibebani retak terjadi pada perubahan
geometri atau pada penampang kritis sehingga pada umumnya desain cukup
menggunakan Mcr yang nilainya lebih kecil daripada momen maksimal
-Menghitung P menggunakan Momen Maksimal (Mmax)
M berat sendiri = 57265256 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 8941951kN-m
M beban hidup = 20374506 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 86581713 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
865817123 x 139
6967 3000
1
12875
x 139
6967 = 86320521 kN
P1= 154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=86320521 kN
154789 kN= 558 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
Dengan menggunakan momen maksimum yang terjadi pada pier head hasil
perhitungan jumlah tendon yang diperlukan mendekati jumlah tendon eksisting
sehingga dapat diasumsikan struktur tersebut didesain menggunakan momen
maksimum Penggunaan momen maksimum yang terjadi menyebabkan
penambahan jumlah tendon dalam desain
Jumlah tendon eksisting Jumlah tendon yang diperlukan OK
Perhitungan Tulangan
Slab
-Tulangan Lentur Positif
Momen di lapangan Mu pada slab = 10333 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d = ndash drsquo= 250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
10333
08=12916 kN-m
Faktor tahanan momen = Mnx10
6
bd2 =
12916 x106
1000 x 2102= 2929
35
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2929
085 x 30 = 00079
ρmin
= 25 x 14
fy= 25 x
14
390= 0000897
Digunakan = 00079 sehingga
As= ρ b d = 00079 x 1000 mm x 210 mm = 167983 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 167983 mm2
= 1687 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
-Tulangan Lentur Negatif
Momen di tumpuan Mu pada slab = 9504 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d ndash drsquo=250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
9504
08=1188 kN-m
Faktor tahanan momen Rn=Mnx10
6
bd2 =
1188 x106
1000 x 2102= 2694
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2694
085 x 30 = 00073
ρmin
= 25 x 14
fy=25 x
14
390= 0000897
Digunakan ρ = 00073 sehingga
As= ρ b d = 00073 x 1000 mm x 210 mm =153652 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
36
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 153652 mm2
= 18443 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
- Tulangan Geser
Gaya geser Vu pada slab = 35306 kN
Kuat geser nominal yang disumbangkan oleh slab
c=
(
radicf
rsquoc
6
)
bwd =(radic30
6) 1000 x 210 = 19170289 kN
Vc = 06 x = 11502174 kN
u c tidak dibutuhkan tulangan geser
Girder
-Tulangan Lentur
Mu = 24895989 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 13 mm dengan jumlah 8 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 8 =
1
4 314 13
2 x 8 = 106132 mm2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan
(16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fcrsquo
d
dp ω- ωrsquo ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
10857 mm2
fps = 1860 (1 04
077 [00091
1860
40 2050
1800 (00414 00335 ])
= 18599 MPa
Menghitung lebar efektif Be
Diketahui tebal slab ho = 25 cm
Lebar efektif diambil nilai terkecil dari L
4 =
3575 m
4= 894 m
Jarak antar girder s = 3567 m
12 = 12 x 025 = 3 m Diambil Be = 3 m
Eslab = 2574296 MPa
Egirder = 2972541 MPa
n = Eslab
Egirder
= 2574296 MPa
2972541 MPa= 087
Sehingga Be = n x 3 m = 087 x 3 m = 261 m = 2610 mm
37
h = h girder + h slab = 250 + 1850 = 2100 mm
tebal selimut beton drsquo = 50 mm
d = h ndash drsquo
= 2100 mm ndash 50 mm = 2050 mm
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
Aps fps As fy = 085 fcrsquoab
10857 mm2
x 18599 MPa+106132 mm2 x 390 MPa = 085 x 40 MPa x a x
2610 mm
a = 23223 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16)
dengan nilai = 08 adalah sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d-a
2) As fy (d-
a
2)+
= 08 x 10857 mm2 x 18599 MPa (2050 mm-
23223 mm
2) +
106132 mm2
x 390 MPa (2050 mm-23223 mm
2)
= 31242337 kN-m + 640371 kN-m
= 31882709 kN-m
Mn = 31882709 kN-m gt Mu = 24720615 kN-m (OK memenuhi syarat)
Cara yang telah dijabarkan diatas merupakan cara mendesain kekuatan
lentur balok prategang dengan pendekatan trial and error diameter tulangan dan
jumlah tulangan dalam Nawy (2001) Dengan menggunakan pendekatan tersebut
terlebih dahulu dilakukan pemeriksaan terhadap tulangan eksisting menggunakan
data sekunder Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa kapasitas momen
nominal yang disumbangkan oleh tendon Mn tendon lebih besar daripada
momen ultimit yang terjadi Mu akibat pembebanan sehingga momen cukup
ditahan oleh tendon (tidak dibutuhkan tulangan lentur) Tulangan eksisting yang
digunakan merupakan tulangan susut yang berfungsi mencegah terjadinya retak
pada beton
tulangan susut = 00018 x luas penampang girder Ag
= 00018 x 11915 m2
= 00021447 m
2
Digunakan D-13 sehingga = 21447 mm2
1
4 d
2=
21447 m2
1
4 13
2= 16 lt n eksisting = 40
Menurut SNI 03-2847-2002 tentang Tata Cara Perhitungan Struktur Beton
untuk Bangunan Gedung jumlah tulangan susut dan suhu harus dipasang dengan
jarak tidak lebih dari lima kali tebal plat atau 450 mm Jarak maksimum antara
tulangan susut eksisting = 330 mm (lt 450 mm) sehingga tulangan tersebut dari
segi jumlah dan jarak antar tulangan memenuhi syarat
-Tulangan Geser
Girder di tumpuan
Ag = 2682500 mm2
h = 1850 mm
d = h-drsquo= 1850 mm ndash 50 mm = 1800 mm
bw = 1000 mm
38
Gaya geser di tumpuan = 300256 kN dan gaya aksial = 420053 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 420053
14 x 2682500 mm2 ) (
radic40
6) 1000 mm x 1800 mm
= 2109587 kN
c = 06 x 2109587 kN = 1265752 kN u = n
= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit
yang terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (300256 kN ndash (06 x 2109587 kN))06 = 2894674 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av = 2894674 x 103
390 MPa x 1800 mm
mm
= 515433 mm2
Digunakan D-22 sehingga n= Av
1
4 D2
= mm2
1
4 22
2=136 2 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 7 OK
Girder di lapangan
Ag = 1191500 mm2
h = 1850 mm
tulangan utama dan tulangan geser = D 13
d = h - drsquo- 13 - 05 x 13 = 17805 mm
= 1850 ndash 50 ndash 13 ndash (05 x 13) = 17805 mm
bw = 600 mm
Gaya geser di lapangan =193044 kN dan gaya aksial = 274113 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 274113
14 x 1191500 mm2 ) (
radic40
6) 600 mm x 17805 mm
= 1311133 kN
c= 06 x 1311133 kN = 78668 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang
terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
39
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (193044 kN ndash (06 x 1311133 kN))06 = 1906273 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av= 1906273 kN x 10
3
390 MPa x 17805 mm
150 mm
= 411784 mm2
Digunakan D-13 sehingga n= Av
1
4 D2
= 411784 mm2
1
4 13
2= 3103 4 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 4 OK
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 5215433 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Girder dianggap sebagai penampang berongga dinding tipis sehingga besar
modulus puntir = 2 Ambw dimana adalah girder
Jt = 2 x 1191500 mm2 x 2610 mm
= 6219630000 mm3
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 6219630000 (03 radic )radic1 10 1034
= 190101E+11 N-mm = 19010103 kN-m
Tc = 06 x 19010103 kN-m = 11406062 kN-m
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa nilai lebih besar dari sehingga
beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan torsi)
Pier Head
-Tulangan Lentur
Mu = 93134113 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 19 mm dengan jumlah 32 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 25=
1
4 314 x19
2 x 32 = 906832 mm
2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan (16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
Aps = 79059 mm2
fps = 1860 (1 04
081 [00061
1860
35 2520
1670 (00131 00196 ])
588537 MPa
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
40
Aps fps As fy= 085 fc ab
79059 mm2 x 588537 MPa + 906832mm
2 x 390 MPa = 085 x 35 MPa x a x
4500 mm
a = 373974 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16) dengan nilai
= 08 dapat dijabarkan sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d -a
2) As fy (d -
a
2)+
= 08 x 79059 mm2 x 588537 MPa (2520 mm-
373974 mm
2) +
906832 mm2 x 390 MPa (2520 mm-
373974 mm
2)
= 86842499 kN-m + 66008303 kN-m
= 108290509 kN-m
Mn = 93443330 kN-m gt Mu = 93134113 kN-m (OK memenuhi syarat)
-Tulangan Geser
Ag = 12876500 mm2
h = 2620 mm
d = h - d = 2620 mm ndash 100 mm = 2520 mm
= 4500 mm
Gaya geser u di tumpuan = 2011783 kN dan gaya aksial = 241249 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicf c
6) bwd
= (1 241249 kN
14 x 12876500 mm2 ) (
radic35
6) 4500 mm x 2520 mm
= 1118154 kN
c = 06 x 1118154 kN = 6708924 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa tahanan geser yang disumbangkan
oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang terjadi
sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (2011783 kN ndash 6708924 kN)06 = 1676113 kN
s = Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan
Av= s
fy x d
s
Av= 1676113 kN x 10
3
390 MPa x 2520 mm
125 mm
= 2131808 mm2
Digunakan D-16 sehingga n= Av
1
4 D2
= 2131808 mm2
1
4 16
2=106 11 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 8-D16 dan 2-D25 OK
41
Selisih jumlah tulangan D-16 antara hasil perhitungan dengan eksisting sebanyak
3 tulangan telah ditutupi dengan penggunaan 2 tulangan D-25 pada eksisting
sehingga tulangan tersebut dikatakan memenuhi syarat
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 1617885 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Untuk penampang segiempat masif modulus puntir Jt= 04x2y
Jt = 04 x 45002 mm x 2620 mm
= 21222 x 106 Nmm = 21222 kN-m
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 21222 x 106 Nmm (03 radic35 MPa)radic1
10 x 1034 MPa
35
= 6485 x 1011
N-mm = 648487513 kN-m
Tc= 06 x 648487513 kN-m = 389092507 kN-m
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa nilai Tc lebih besar dari Tu
sehingga beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan
torsi)
Pemeriksaan Kolom
Struktur kolom tidak hanya menerima beban aksial vertikal tetapi juga
momen lentur sehingga analisis kolom diperhitungkan untuk menyangga beban
aksial desak dengan eksentrisitas tertentu (Nasution 2009) Pada penelitian ini
analisis kolom dilakukan menggunakan program PCA Col untuk memeriksa
kapasitas tulangan eksisting terhadap beban yang bekerja pada struktur Beban
aksial dan momen yang diinputkan diperoleh dari program CSI Bridge Analisis
kolom dilakukan pada pier segmen 1 dan pier segmen 2 yang masing-masing
memiliki dimensi dan susunan tulangan yang berbeda
Gambar 30 Pemodelan Pier
Pier Segmen 1
Pier
Segmen 2
42
Pier Segmen 1
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1 dimana
aksial (P) maksimum 4181749 kN yang menghasilkan M33 sebesar 920863 kN-m
dan M22 sebesar 796380 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu M33 maksimum
sebesar 1862805 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar 218102 kN- m dan aksial
(P) sebesar 4326789 kN
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1
Dari data yang telah diinputkan diperoleh diagram interaksi seperti pada
Gambar 30 Terlihat baik pada kombinasi 1 dan 2 beban masih berada di area
tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan bahwa kombinasi pembebanan
mampu ditahan oleh pier sehingga pier dikatakan aman terhadap beban yang
bekerja
Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1
43
Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2
Pier Segmen 2
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1
dimana aksial (P) maksimum 629513 kN yang menghasilkan M33 sebesar
38634 kN-m dan M22 sebesar 74265 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu
M33 maksimum sebesar 248387 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar
73617 kN-m dan aksial (P) sebesar 721377 kN
Berdasarkan data yang inputkan diperoleh diagram interaksi pier untuk pier
segmen 2 sebagai berikut
Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
20
c) Jenis perletakan adalah tipe sendi-rol yang didefinisikan pada menu Home-
Bridge Wizards-Bearings
Gambar 13 Jenis Perletakan
d) Input pembebanan
Kombinasi pembebanan mengacu pada RSNI T-02-2005 Input
kombinasi pembebanan dilakukan pada menu DesignRating ndash Load
Combination ndash Add New Load Combination ndash Masukkan Load Case Name ndash
Load Case Type ndash Scale Factor ndash OK Contoh kombinasi pembebanan yang
telah diinputkan pada CSI Bridge terlihat pada gambar berikut
Gambar 14 Input Kombinasi Pembebanan
e) Input Respon Spektrum
Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 dibuat respon spektrum untuk
analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
21
CSI Bridge Respon spektrum diinputkan pada menu Loads ndash Functions ndash Respon
Spectrum ndash Add New Function ndash Pilih User ndash Masukkan Damping Ratio 005 ndash
Masukkan nilai Period dan Acceleration (Diperoleh dari hasil perhitungan
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010) ndash OK Pembuatan respon spektrum
gempa secara lebih rinci dijelaskan pada bab pembahasan
Gambar 15 Input Respon Spektrum Wilayah Jakarta
f) Hasil Gaya Dalam
Setelah pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum
struktur dapat dianalisis pada menu Analysis ndash Run Analysis ndash Pilih Load Case
yang ingin dianalisis ndash Run Analysis Hasil gaya dalam dapat ditampilkan pada
menu Home ndash Display ndash Show Bridge Superstructure Forces
Gambar 16 Contoh Momen Akibat Kombinasi Pembebanan
22
HASIL DAN PEMBAHASAN
Model Struktur Jembatan
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri dari 2
ruas jembatan kiri dan kanan dengan panjang total 10725 m Struktur terdiri dari
3 span dimana panjang satu span 3575 m Superstruktur jembatan ruas kiri terdiri
dari 4 girder dan ruas kanan terdiri dari 5 girder dengan tipe PCU dan memiliki
superelevasi sebesar 2 Struktur fly over tersebut ditopang oleh dua kolom cast
in site tipe Y-Pier dengan tinggi 22 m
Gambar 17 Pemodelan Struktur Fly Over
Gambar 19 Tampak Samping Struktur Fly Over
145 m 18 m
L total = 10725 m
Gambar 18 Tampak Depan Struktur Fly Over
23
Input Pembebanan
Pembebanan yang diinputkan pada program CSI Bridge mengacu pada
RSNI T-02-2005 (Tabel 40) mengenai Peraturan Pembebanan untuk Jembatan
dengan ragam kombinasi pada kondisi ultimit (Ultimate Limit States) sebagai
berikut
Tabel 7 Kombinasi Pembebanan
Nama
Kombinasi
Aksi
Permanen Aksi Transien Aksi Khusus
MS MA PS TD TT TB ET EW TTC
EQ-
X
EQ-
Y
ULS-1A 13 2 1 198 198 132
ULS-1B 13 2 1 198 198 132
ULS-1C 13 2 1 198 198 132
ULS-1D 13 2 1 198 198 132
ULS-4A 13 2 1 132 132
ULS-5A 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5B 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5C 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5D 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5E 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5F 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5G 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5H 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5I 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5J 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5K 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5L 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-5M 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5N 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5O 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5P 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-6A 13 2 1 198 198 1
ULS-6B 13 2 1 198 198 1
Keterangan
MS = Berat Sendiri
MA = Beban Mati Tambahan
PS = Pengaruh Prategang
TD = Beban Lajur ldquoDrdquo
TT = Beban Truk ldquoTrdquo
TB = Gaya Rem
ET = Beban Temperatur
EW = Beban Angin
TTC = Beban Tumbukan
EQ-X = Beban gempa dalam arah X
EQ-Y = Beban gempa dalam arah Y
24
Besarnya nilai beban-beban yang terjadi dapat dijabarkan dalam contoh
perhitungan sebagai berikut
1 Berat sendiri
PCU-Girder dan Slab
wc girder = 25 kNm3
wc slab = wc pier = 24 kNm3
Luas (A) girder = A satu girder x jumlah girder = 11915 m2 x 9 = 107235 m
2
A slab = tebal slab x lebar total jembatan = 025 m x (18 m+145 m) = 8125 m2
Berat girder = A girder x panjang total jembatan x wc girder
= 107235 m2 x 10725 m x 25 kNm
3
= 2875238 kN
Berat slab = A slab x panjang total jembatan x wc slab
= 10723 m2 x 10725 m x 24 kNm
3
= 2091375 kN
Pier
A pier segmen 1 = 2 m x 45 m = 9 m2
A pier segmen 2 = 20565 m2
Panjang pier segmen 1 = 7088 m
Panjang pier segmen 2 = 17147 m
Berat pier segmen 1 = A pier x panjang pier x wc pier
= 9 m2 x 7088 m x 24 kNm
3 = 153103 kN
Berat pier segmen 2 = A pier x panjang pier x wc pier
= 20565 m2 x 17147 m x 24 kNm
3
= 8463073 kN
Berat pier = 153103 kN + 8463073 kN = 9994103 kN
Total berat sendiri = Berat girder + slab + pier
= 2875238 kN + 2091375 kN + 9994103 kN
= 5966023 kN
2 Beban Mati Tambahan
Aspal
wc aspal = 22 kNm3
Tebal aspal = 75 cm
Perhitungan beban mati tambahan dengan menggunakan persamaan (1)
dapat dijabarkan sebagai berikut
Berat aspal = wcLA
= 22 kNm3 x 10725 m x (325 m x 0075 m)
= 5751281 kN
Parapet
wc parapet = 24 kNm3
A parapet = 0526 m2
Berat parapet = wcLA
= 24 kNm3 x 10725 m x 0526 m
2
= 1353924 kN
Total beban mati tambahan = berat aspal + parapet
= 5751281 kN + 1353924 kN
= 7105205 kN
25
3 Beban Lajur D
Beban Terbagi Rata (BTR)
Terdiri dari 7 kombinasi arah longitudinal dengan jumlah lajur
jembatan ruas kiri = 4 lajur dan jembatan ruas kanan = 5 lajur
Total kombinasi arah longitudinal
Jembatan Kiri = 7 x 4 = 28 kombinasi
Jembatan Kanan = 7 x 5 = 35 kombinasi
Terdiri dari 3 kombinasi dalam arah transversal dengan jarak dan
intensitas beban sebagai berikut
Jembatan Kiri
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 28 x 3
= 84 kombinasi
Jembatan Kanan
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 35 x 3
= 105 kombinasi
Nilai q dihitung menggunakan persamaan (3) untuk panjang 1 bentang gt 30 m
dimana panjang 1 span fly over = 3575 m
Contoh perhitungan nilai q sebagai berikut
q = 90 (05 15
3575 ) = 828 kPa
Gambar 20 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kiri
Gambar 21 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kanan
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
100 50
Keterangan
Keterangan
100 50
11 m 2 m 1 m 11 m 1 m 2 m 11 m
1375 m 275 m 1375 m 1375 m 1375 m 275 m 1375 m
26
Tabel 8 Kombinasi Beban ldquoDrdquo Arah Longitudinal Jembatan
Nama Span yang Dibebani Total Panjang
q (kNm2)
Kombinasi Span
1
Span
2
Span
3 Dibebani (m)
1 3575 828
2 3575 828
3 3575 828
4 715 639
5 715 639
6
7
715
10725
639
576
BTR diinputkan dalam bentuk beban garis sehingga nilai q (kNm2) dikalikan
lebar lajur yang dibebani (m)
Beban Garis Terpusat (BGT)
BGT diinputkan dalam bentuk beban titik pada program CSI Bridge sehingga nilai
intensitas p dikalikan dengan lebar lajur yang dibebani (m)
Beban garis = intensitas p x lebar lajur
= 49 kNm x 35 m
= 1715 kN
Dalam input BGT pada program digunakan faktor beban dinamis
senilai 14
4 Beban Truk ldquoTrdquo
Kendaraan truk yang digunakan adalah truk dengan berat 50 ton
Gambar 22 Input Beban Truk ldquoTrdquo
5 Gaya Rem
Gaya rem diinputkan sebagai beban titik dengan nilai sebagai berikut
Jembatan Kiri
Gaya rem per pier = nilai q terbesar x lebar lajur x panjang 1 span
jembatan x 5
27
= 9 kN
m2 x 145 m x 3575 m x 5
2 = 11663 kN
Jembatan Kanan
Gaya rem per pier = 9 kN
m2 x 18 m x 3575 m x 5
2 = 14479 kN
6 Pengaruh Temperatur
Gambar 23 Input Pengaruh Temperatur
7 Beban Angin
Diketahui
Cw = 125 (Tabel 3)
Vw = 35 ms (Tabel 2)
Ab = 198413 m2
Dengan menggunakan persamaan (4)
TE = 00006 Cw w 2Ab
= 00006 x 125 x 352 x 198413
= 18229 kN
TEW per pier = 18229 kN
4= 45573 kN
8 Tumbukan
100 kN
1
00
F
x
10o
Gambar 24 Proyeksi Tumbukan pada Pier Terhadap Sumbu X dan Sumbu Y
Fx
Fy
28
Tumbukan pada pier diinputkan sebagai beban titik dengan perhitungan sebagai
berikut
Fx = 100 kN x sin 100
= 17365 kN
Fy = 100 kN x cos 100
= 98481 kN
9 Beban Gempa
Pada penelitian ini analisis gempa dinamis dilakukan menggunakan grafik
respon spektrum Dalam pembuatan respon spektrum terlebih dahulu dilakukan
klasifikasi site (jenis tanah) lokasi yang ditinjau berdasarkan hasil penyelidikan
tanah (bore log) Dari data bore log dapat dihitung nilai rata-rata hasil uji
penetrasi standar (SPT) menggunakan persamaan (5) dengan hasil yang tertera
pada tabel berikut ini
Tabel 9 Perhitungan Nilai
Lapisan Kedalaman NSPT Tebal
(TebalSPT)
0 000 0 000 0000
1 330 2 330 1650
2 524 2 194 0971
3 723 2 198 0992
4 924 2 202 1009
5 1130 2 206 1028
6 1323 2 193 0963
7 1530 5 207 0415
8 1730 6 200 0333
9 1930 4 200 0500
10 2130 9 200 0222
11 2330 19 200 0105
12 2507 50 177 0035
13 2626 50 118 0024
14 2725 50 099 0020
15 2822 50 097 0019
16 2921 50 099 0020
17 3006 50 086 0017
3006 8324 3612
Diperoleh = 3612 dimana Σ Tebal Σ SPTfrasl yang menunjukkan bahwa jenis
tanah wilayah Tanjung Priok termasuk kelas situs E yaitu jenis tanah lunak
(Tabel 4) Selanjutnya dihitung nilai akselerasi respons spektra puncak untuk
periode pendek dan periode 1 detik dan desain akselerasi respon spektra
29
Gambar 25 (a) Peta Percepatan Puncak (PGA) wilayah Jakarta
(b) Peta Respon Spektra 02 detik (Ss) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
(c) Peta Respon Spektra 1 detik (S1) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
PGA (Peak Ground Acceleration) merupakan percepatan maksimum yang
menunjukkan intensitas daripada pergerakan lapisan tanah Berdasarkan Gambar 8
dapat diketahui bahwa wilayah yang ditinjau (Tanjung Priok Jakarta Utara)
memiliki nilai PGA 03 ndash 04 g Pendekatan angka menggunakan skala batas atas
dari nilai yang diketahui sehingga diambil nilai 04 g Wilayah Jakarta terdapat
pada zona dengan nilai respon spektra 02 detik probabilitas terlampaui 2 dalam
50 tahun (Ss) = 07 g dan nilai respon spektra 1 detik probabilitas terlampaui 2
dalam 50 tahun (S1 ) = 03 g Kemudian dengan interpolasi nilai Ss dan S1
menggunakan Tabel 5 amp 6 untuk tanah kelas E diperoleh nilai Fa dan Fv berturut-
turut sebesar 13 dan 28
Akselerasi respons spektra puncak periode pendek (SMS) dapat dihitung
dengan persamaan (6) sehingga SMS = 13 x 07 = 091 Akselerasi respons
spektra puncak periode 1 detik (SM1) dapat dihitung dengan persamaan (7)
sehingga SM1 = 28 x 03 = 084 Selanjutnya desain parameter akselerasi respon
spektra periode pendek dapat dihitung dengan persamaan (8) sehingga SDS =
091 = 07963 dan nilai desain parameter respon spektra periode 1 detik dapat
dihitung dengan persamaan (9) sehingga SD1 =
084 = 07350 Faktor
diperoleh dari konversi penggunaan peta gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
karena struktur yang ditinjau merupakan jembatan khusus dengan umur rencana
100 tahun Nilai Sa dihitung menggunakan persamaan 10-13 yang hasilnya
disajikan pada Tabel 10 Nilai T dan Sa diplot membentuk grafik respon spektrum
untuk analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
CSI Bridge
30
Tabel 10 Akselerasi Spektrum Gempa Wilayah Jakarta
T (det) Sa T (det) Sa
00000 03185 2 03675
01846 07963 21 03500
09231 07963 22 03341
1 07350 23 03196
11 06682 24 03063
12 06125 25 02940
13 05654 26 02827
14 05250 27 02722
15 04900 28 02625
16 04594 29 02534
17 04324 3 02450
18 04083 31 02371
19 03868 32 02297
Gambar 26 Grafik Respon Spektrum Wilayah
Jakarta Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010
Hasil Gaya Dalam (Internal Force)
a) Berat Sendiri
Kontrol perhitungan manual
Diketahui
Ag satu girder = 11915 m2
frsquoc girder = 40 MPa
wc girder = 25 kNm3
Tebal slab = 25 cm
frsquoc slab = 30 MPa
wc slab = 24 kNm3
Perhitungan
q slab = tebal slab x spasi antar girder x wc slab
= 025 m x 3567 m x 24 kNm3
= 21402 kNm
q girder = Ag girder x wc girder
= 11915 m2 x 25 kNm
3
= 29788 kNm
M girder = 1
8 q L2
= 1
8 29788 kN mfrasl 35
2 m
= 456129 kN-m
M slab = 1
8 q L2
= 1
8 21402 kN mfrasl 35
2 m
= 327718 kN-m
M girder + M slab = 456129 + 327718 = 783847 kN-m
31
Perhitungan momen secara manual dibandingkan dengan hasil yang ditampilkan
pada program CSI Bridge
Gambar 27 Hasil Momen Akibat Berat Sendiri pada Jembatan
Jembatan kiri terdapat 4 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 4 = 3135388 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min+M max = 28019386 kN-m + 7949228 kN-m
= 28814308 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
Jembatan kanan terdapat 5 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 5 = 3919235 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min + M max = 3494893 kN-m + 9915171 kN-m
= 35940447 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
b) Ultimate Limit States (ULS)
Kombinasi pembebanan yang menghasilkan gaya dalam maksimum
sepanjang jembatan adalah kombinasi ULS-5I (Tabel 7)
Gambar 28 Hasil Gaya Dalam Akibat Kombinasi Pembebanan ULS 5-I
32
c) Kontrol Lendutan
Lendutan maksimum yang diizinkan adalah L
800 =
35750 mm
800 = 4469 mm
sedangkan lendutan yang terjadi pada fly over dari program CSI Bridge
adalah 213 mm sehingga struktur dikatakan aman
Perhitungan Tendon
Dalam perhitungan tendon dan tulangan digunakan momen maksimal yang
terjadi pada penampang yang ditinjau
Tendon pada girder
Data Tendon
D tendon = 05 inchi = 127 mm = 00127 m
Ast = 987 mm2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Girder
Ag (Ax) = 11915 m2
Iz = 04204 m4
yt = 097 m
yb = 088 m
eb = 058 m
-Menghitung gaya prategang P
M berat sendiri = 801826 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 188156 kN-m
M beban hidup = 510983 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 1500965 kN-m
P2=
MybIz
-σb
1
Ax
ebybIz
P2=
150096 x 088
04204 3000
1
11915
058 x 088
04204 = 1384018 kN
Gambar 29 Deformasi yang Terjadi pada Struktur Akibat Beban Hidup
33
P1= Ast x x f u
= 00000987 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl = 110149 kN
Jumlah tendon yang diperlukan= P2
P1= 1384018 kN
110149 kN=125 tendon
Jumlah tendon eksisting = 110 tendon
Jumlah tendon hasil perhitungan yang melebihi tendon eksisting dapat disebabkan
karena perbedaan penggunaan jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo Perhitungan yang
dilakukan menggunakan semua kemungkinan kombinasi baik dalam arah
longitudinal maupun transversal jembatan (sub bab input pembebanan) Selain itu
dapat juga dikarenakan perbedaan dalam pemodelan panjang girder yang
menyebabkan terjadinya kelebihan momen
Tendon pada pier head
Data Tendon
D tendon = 06 inchi = 1524 mm = 0015 m
Ast = 1387 mm2 = 00001387 m
2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Pier Head
Ag (Ax) = 128765 m2
Iz = 6967 m4
yt = 139 m
yb = 123 m
et pada momen maksimal = 04396 m
et pada penampang kritis = 0702 m
-Menghitung P menggunakan Momen Pada Penampang Kritis (Mcr)
M berat sendiri = 41612388 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 7073499kN-m
M beban hidup = 14947156 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 63633043 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
63633043 x 139
3000
1
12875
0702 x 139
6967 = 40860556 kN
P1= Ast x x f u
= 00001387 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl =154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=
40860556 kN
154789 kN= 264 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
34
Berdasarkan jumlah tendon eksisting yang melebihi tendon yang diperlukan
dapat diasumsikan bahwa pier head tersebut tidak didesain menggunakan momen
pada penampang kritis (Mcr) Pada saat dibebani retak terjadi pada perubahan
geometri atau pada penampang kritis sehingga pada umumnya desain cukup
menggunakan Mcr yang nilainya lebih kecil daripada momen maksimal
-Menghitung P menggunakan Momen Maksimal (Mmax)
M berat sendiri = 57265256 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 8941951kN-m
M beban hidup = 20374506 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 86581713 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
865817123 x 139
6967 3000
1
12875
x 139
6967 = 86320521 kN
P1= 154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=86320521 kN
154789 kN= 558 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
Dengan menggunakan momen maksimum yang terjadi pada pier head hasil
perhitungan jumlah tendon yang diperlukan mendekati jumlah tendon eksisting
sehingga dapat diasumsikan struktur tersebut didesain menggunakan momen
maksimum Penggunaan momen maksimum yang terjadi menyebabkan
penambahan jumlah tendon dalam desain
Jumlah tendon eksisting Jumlah tendon yang diperlukan OK
Perhitungan Tulangan
Slab
-Tulangan Lentur Positif
Momen di lapangan Mu pada slab = 10333 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d = ndash drsquo= 250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
10333
08=12916 kN-m
Faktor tahanan momen = Mnx10
6
bd2 =
12916 x106
1000 x 2102= 2929
35
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2929
085 x 30 = 00079
ρmin
= 25 x 14
fy= 25 x
14
390= 0000897
Digunakan = 00079 sehingga
As= ρ b d = 00079 x 1000 mm x 210 mm = 167983 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 167983 mm2
= 1687 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
-Tulangan Lentur Negatif
Momen di tumpuan Mu pada slab = 9504 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d ndash drsquo=250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
9504
08=1188 kN-m
Faktor tahanan momen Rn=Mnx10
6
bd2 =
1188 x106
1000 x 2102= 2694
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2694
085 x 30 = 00073
ρmin
= 25 x 14
fy=25 x
14
390= 0000897
Digunakan ρ = 00073 sehingga
As= ρ b d = 00073 x 1000 mm x 210 mm =153652 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
36
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 153652 mm2
= 18443 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
- Tulangan Geser
Gaya geser Vu pada slab = 35306 kN
Kuat geser nominal yang disumbangkan oleh slab
c=
(
radicf
rsquoc
6
)
bwd =(radic30
6) 1000 x 210 = 19170289 kN
Vc = 06 x = 11502174 kN
u c tidak dibutuhkan tulangan geser
Girder
-Tulangan Lentur
Mu = 24895989 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 13 mm dengan jumlah 8 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 8 =
1
4 314 13
2 x 8 = 106132 mm2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan
(16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fcrsquo
d
dp ω- ωrsquo ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
10857 mm2
fps = 1860 (1 04
077 [00091
1860
40 2050
1800 (00414 00335 ])
= 18599 MPa
Menghitung lebar efektif Be
Diketahui tebal slab ho = 25 cm
Lebar efektif diambil nilai terkecil dari L
4 =
3575 m
4= 894 m
Jarak antar girder s = 3567 m
12 = 12 x 025 = 3 m Diambil Be = 3 m
Eslab = 2574296 MPa
Egirder = 2972541 MPa
n = Eslab
Egirder
= 2574296 MPa
2972541 MPa= 087
Sehingga Be = n x 3 m = 087 x 3 m = 261 m = 2610 mm
37
h = h girder + h slab = 250 + 1850 = 2100 mm
tebal selimut beton drsquo = 50 mm
d = h ndash drsquo
= 2100 mm ndash 50 mm = 2050 mm
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
Aps fps As fy = 085 fcrsquoab
10857 mm2
x 18599 MPa+106132 mm2 x 390 MPa = 085 x 40 MPa x a x
2610 mm
a = 23223 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16)
dengan nilai = 08 adalah sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d-a
2) As fy (d-
a
2)+
= 08 x 10857 mm2 x 18599 MPa (2050 mm-
23223 mm
2) +
106132 mm2
x 390 MPa (2050 mm-23223 mm
2)
= 31242337 kN-m + 640371 kN-m
= 31882709 kN-m
Mn = 31882709 kN-m gt Mu = 24720615 kN-m (OK memenuhi syarat)
Cara yang telah dijabarkan diatas merupakan cara mendesain kekuatan
lentur balok prategang dengan pendekatan trial and error diameter tulangan dan
jumlah tulangan dalam Nawy (2001) Dengan menggunakan pendekatan tersebut
terlebih dahulu dilakukan pemeriksaan terhadap tulangan eksisting menggunakan
data sekunder Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa kapasitas momen
nominal yang disumbangkan oleh tendon Mn tendon lebih besar daripada
momen ultimit yang terjadi Mu akibat pembebanan sehingga momen cukup
ditahan oleh tendon (tidak dibutuhkan tulangan lentur) Tulangan eksisting yang
digunakan merupakan tulangan susut yang berfungsi mencegah terjadinya retak
pada beton
tulangan susut = 00018 x luas penampang girder Ag
= 00018 x 11915 m2
= 00021447 m
2
Digunakan D-13 sehingga = 21447 mm2
1
4 d
2=
21447 m2
1
4 13
2= 16 lt n eksisting = 40
Menurut SNI 03-2847-2002 tentang Tata Cara Perhitungan Struktur Beton
untuk Bangunan Gedung jumlah tulangan susut dan suhu harus dipasang dengan
jarak tidak lebih dari lima kali tebal plat atau 450 mm Jarak maksimum antara
tulangan susut eksisting = 330 mm (lt 450 mm) sehingga tulangan tersebut dari
segi jumlah dan jarak antar tulangan memenuhi syarat
-Tulangan Geser
Girder di tumpuan
Ag = 2682500 mm2
h = 1850 mm
d = h-drsquo= 1850 mm ndash 50 mm = 1800 mm
bw = 1000 mm
38
Gaya geser di tumpuan = 300256 kN dan gaya aksial = 420053 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 420053
14 x 2682500 mm2 ) (
radic40
6) 1000 mm x 1800 mm
= 2109587 kN
c = 06 x 2109587 kN = 1265752 kN u = n
= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit
yang terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (300256 kN ndash (06 x 2109587 kN))06 = 2894674 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av = 2894674 x 103
390 MPa x 1800 mm
mm
= 515433 mm2
Digunakan D-22 sehingga n= Av
1
4 D2
= mm2
1
4 22
2=136 2 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 7 OK
Girder di lapangan
Ag = 1191500 mm2
h = 1850 mm
tulangan utama dan tulangan geser = D 13
d = h - drsquo- 13 - 05 x 13 = 17805 mm
= 1850 ndash 50 ndash 13 ndash (05 x 13) = 17805 mm
bw = 600 mm
Gaya geser di lapangan =193044 kN dan gaya aksial = 274113 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 274113
14 x 1191500 mm2 ) (
radic40
6) 600 mm x 17805 mm
= 1311133 kN
c= 06 x 1311133 kN = 78668 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang
terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
39
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (193044 kN ndash (06 x 1311133 kN))06 = 1906273 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av= 1906273 kN x 10
3
390 MPa x 17805 mm
150 mm
= 411784 mm2
Digunakan D-13 sehingga n= Av
1
4 D2
= 411784 mm2
1
4 13
2= 3103 4 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 4 OK
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 5215433 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Girder dianggap sebagai penampang berongga dinding tipis sehingga besar
modulus puntir = 2 Ambw dimana adalah girder
Jt = 2 x 1191500 mm2 x 2610 mm
= 6219630000 mm3
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 6219630000 (03 radic )radic1 10 1034
= 190101E+11 N-mm = 19010103 kN-m
Tc = 06 x 19010103 kN-m = 11406062 kN-m
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa nilai lebih besar dari sehingga
beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan torsi)
Pier Head
-Tulangan Lentur
Mu = 93134113 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 19 mm dengan jumlah 32 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 25=
1
4 314 x19
2 x 32 = 906832 mm
2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan (16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
Aps = 79059 mm2
fps = 1860 (1 04
081 [00061
1860
35 2520
1670 (00131 00196 ])
588537 MPa
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
40
Aps fps As fy= 085 fc ab
79059 mm2 x 588537 MPa + 906832mm
2 x 390 MPa = 085 x 35 MPa x a x
4500 mm
a = 373974 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16) dengan nilai
= 08 dapat dijabarkan sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d -a
2) As fy (d -
a
2)+
= 08 x 79059 mm2 x 588537 MPa (2520 mm-
373974 mm
2) +
906832 mm2 x 390 MPa (2520 mm-
373974 mm
2)
= 86842499 kN-m + 66008303 kN-m
= 108290509 kN-m
Mn = 93443330 kN-m gt Mu = 93134113 kN-m (OK memenuhi syarat)
-Tulangan Geser
Ag = 12876500 mm2
h = 2620 mm
d = h - d = 2620 mm ndash 100 mm = 2520 mm
= 4500 mm
Gaya geser u di tumpuan = 2011783 kN dan gaya aksial = 241249 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicf c
6) bwd
= (1 241249 kN
14 x 12876500 mm2 ) (
radic35
6) 4500 mm x 2520 mm
= 1118154 kN
c = 06 x 1118154 kN = 6708924 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa tahanan geser yang disumbangkan
oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang terjadi
sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (2011783 kN ndash 6708924 kN)06 = 1676113 kN
s = Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan
Av= s
fy x d
s
Av= 1676113 kN x 10
3
390 MPa x 2520 mm
125 mm
= 2131808 mm2
Digunakan D-16 sehingga n= Av
1
4 D2
= 2131808 mm2
1
4 16
2=106 11 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 8-D16 dan 2-D25 OK
41
Selisih jumlah tulangan D-16 antara hasil perhitungan dengan eksisting sebanyak
3 tulangan telah ditutupi dengan penggunaan 2 tulangan D-25 pada eksisting
sehingga tulangan tersebut dikatakan memenuhi syarat
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 1617885 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Untuk penampang segiempat masif modulus puntir Jt= 04x2y
Jt = 04 x 45002 mm x 2620 mm
= 21222 x 106 Nmm = 21222 kN-m
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 21222 x 106 Nmm (03 radic35 MPa)radic1
10 x 1034 MPa
35
= 6485 x 1011
N-mm = 648487513 kN-m
Tc= 06 x 648487513 kN-m = 389092507 kN-m
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa nilai Tc lebih besar dari Tu
sehingga beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan
torsi)
Pemeriksaan Kolom
Struktur kolom tidak hanya menerima beban aksial vertikal tetapi juga
momen lentur sehingga analisis kolom diperhitungkan untuk menyangga beban
aksial desak dengan eksentrisitas tertentu (Nasution 2009) Pada penelitian ini
analisis kolom dilakukan menggunakan program PCA Col untuk memeriksa
kapasitas tulangan eksisting terhadap beban yang bekerja pada struktur Beban
aksial dan momen yang diinputkan diperoleh dari program CSI Bridge Analisis
kolom dilakukan pada pier segmen 1 dan pier segmen 2 yang masing-masing
memiliki dimensi dan susunan tulangan yang berbeda
Gambar 30 Pemodelan Pier
Pier Segmen 1
Pier
Segmen 2
42
Pier Segmen 1
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1 dimana
aksial (P) maksimum 4181749 kN yang menghasilkan M33 sebesar 920863 kN-m
dan M22 sebesar 796380 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu M33 maksimum
sebesar 1862805 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar 218102 kN- m dan aksial
(P) sebesar 4326789 kN
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1
Dari data yang telah diinputkan diperoleh diagram interaksi seperti pada
Gambar 30 Terlihat baik pada kombinasi 1 dan 2 beban masih berada di area
tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan bahwa kombinasi pembebanan
mampu ditahan oleh pier sehingga pier dikatakan aman terhadap beban yang
bekerja
Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1
43
Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2
Pier Segmen 2
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1
dimana aksial (P) maksimum 629513 kN yang menghasilkan M33 sebesar
38634 kN-m dan M22 sebesar 74265 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu
M33 maksimum sebesar 248387 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar
73617 kN-m dan aksial (P) sebesar 721377 kN
Berdasarkan data yang inputkan diperoleh diagram interaksi pier untuk pier
segmen 2 sebagai berikut
Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
21
CSI Bridge Respon spektrum diinputkan pada menu Loads ndash Functions ndash Respon
Spectrum ndash Add New Function ndash Pilih User ndash Masukkan Damping Ratio 005 ndash
Masukkan nilai Period dan Acceleration (Diperoleh dari hasil perhitungan
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010) ndash OK Pembuatan respon spektrum
gempa secara lebih rinci dijelaskan pada bab pembahasan
Gambar 15 Input Respon Spektrum Wilayah Jakarta
f) Hasil Gaya Dalam
Setelah pemodelan struktur input pembebanan dan respon spektrum
struktur dapat dianalisis pada menu Analysis ndash Run Analysis ndash Pilih Load Case
yang ingin dianalisis ndash Run Analysis Hasil gaya dalam dapat ditampilkan pada
menu Home ndash Display ndash Show Bridge Superstructure Forces
Gambar 16 Contoh Momen Akibat Kombinasi Pembebanan
22
HASIL DAN PEMBAHASAN
Model Struktur Jembatan
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri dari 2
ruas jembatan kiri dan kanan dengan panjang total 10725 m Struktur terdiri dari
3 span dimana panjang satu span 3575 m Superstruktur jembatan ruas kiri terdiri
dari 4 girder dan ruas kanan terdiri dari 5 girder dengan tipe PCU dan memiliki
superelevasi sebesar 2 Struktur fly over tersebut ditopang oleh dua kolom cast
in site tipe Y-Pier dengan tinggi 22 m
Gambar 17 Pemodelan Struktur Fly Over
Gambar 19 Tampak Samping Struktur Fly Over
145 m 18 m
L total = 10725 m
Gambar 18 Tampak Depan Struktur Fly Over
23
Input Pembebanan
Pembebanan yang diinputkan pada program CSI Bridge mengacu pada
RSNI T-02-2005 (Tabel 40) mengenai Peraturan Pembebanan untuk Jembatan
dengan ragam kombinasi pada kondisi ultimit (Ultimate Limit States) sebagai
berikut
Tabel 7 Kombinasi Pembebanan
Nama
Kombinasi
Aksi
Permanen Aksi Transien Aksi Khusus
MS MA PS TD TT TB ET EW TTC
EQ-
X
EQ-
Y
ULS-1A 13 2 1 198 198 132
ULS-1B 13 2 1 198 198 132
ULS-1C 13 2 1 198 198 132
ULS-1D 13 2 1 198 198 132
ULS-4A 13 2 1 132 132
ULS-5A 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5B 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5C 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5D 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5E 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5F 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5G 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5H 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5I 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5J 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5K 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5L 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-5M 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5N 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5O 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5P 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-6A 13 2 1 198 198 1
ULS-6B 13 2 1 198 198 1
Keterangan
MS = Berat Sendiri
MA = Beban Mati Tambahan
PS = Pengaruh Prategang
TD = Beban Lajur ldquoDrdquo
TT = Beban Truk ldquoTrdquo
TB = Gaya Rem
ET = Beban Temperatur
EW = Beban Angin
TTC = Beban Tumbukan
EQ-X = Beban gempa dalam arah X
EQ-Y = Beban gempa dalam arah Y
24
Besarnya nilai beban-beban yang terjadi dapat dijabarkan dalam contoh
perhitungan sebagai berikut
1 Berat sendiri
PCU-Girder dan Slab
wc girder = 25 kNm3
wc slab = wc pier = 24 kNm3
Luas (A) girder = A satu girder x jumlah girder = 11915 m2 x 9 = 107235 m
2
A slab = tebal slab x lebar total jembatan = 025 m x (18 m+145 m) = 8125 m2
Berat girder = A girder x panjang total jembatan x wc girder
= 107235 m2 x 10725 m x 25 kNm
3
= 2875238 kN
Berat slab = A slab x panjang total jembatan x wc slab
= 10723 m2 x 10725 m x 24 kNm
3
= 2091375 kN
Pier
A pier segmen 1 = 2 m x 45 m = 9 m2
A pier segmen 2 = 20565 m2
Panjang pier segmen 1 = 7088 m
Panjang pier segmen 2 = 17147 m
Berat pier segmen 1 = A pier x panjang pier x wc pier
= 9 m2 x 7088 m x 24 kNm
3 = 153103 kN
Berat pier segmen 2 = A pier x panjang pier x wc pier
= 20565 m2 x 17147 m x 24 kNm
3
= 8463073 kN
Berat pier = 153103 kN + 8463073 kN = 9994103 kN
Total berat sendiri = Berat girder + slab + pier
= 2875238 kN + 2091375 kN + 9994103 kN
= 5966023 kN
2 Beban Mati Tambahan
Aspal
wc aspal = 22 kNm3
Tebal aspal = 75 cm
Perhitungan beban mati tambahan dengan menggunakan persamaan (1)
dapat dijabarkan sebagai berikut
Berat aspal = wcLA
= 22 kNm3 x 10725 m x (325 m x 0075 m)
= 5751281 kN
Parapet
wc parapet = 24 kNm3
A parapet = 0526 m2
Berat parapet = wcLA
= 24 kNm3 x 10725 m x 0526 m
2
= 1353924 kN
Total beban mati tambahan = berat aspal + parapet
= 5751281 kN + 1353924 kN
= 7105205 kN
25
3 Beban Lajur D
Beban Terbagi Rata (BTR)
Terdiri dari 7 kombinasi arah longitudinal dengan jumlah lajur
jembatan ruas kiri = 4 lajur dan jembatan ruas kanan = 5 lajur
Total kombinasi arah longitudinal
Jembatan Kiri = 7 x 4 = 28 kombinasi
Jembatan Kanan = 7 x 5 = 35 kombinasi
Terdiri dari 3 kombinasi dalam arah transversal dengan jarak dan
intensitas beban sebagai berikut
Jembatan Kiri
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 28 x 3
= 84 kombinasi
Jembatan Kanan
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 35 x 3
= 105 kombinasi
Nilai q dihitung menggunakan persamaan (3) untuk panjang 1 bentang gt 30 m
dimana panjang 1 span fly over = 3575 m
Contoh perhitungan nilai q sebagai berikut
q = 90 (05 15
3575 ) = 828 kPa
Gambar 20 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kiri
Gambar 21 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kanan
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
100 50
Keterangan
Keterangan
100 50
11 m 2 m 1 m 11 m 1 m 2 m 11 m
1375 m 275 m 1375 m 1375 m 1375 m 275 m 1375 m
26
Tabel 8 Kombinasi Beban ldquoDrdquo Arah Longitudinal Jembatan
Nama Span yang Dibebani Total Panjang
q (kNm2)
Kombinasi Span
1
Span
2
Span
3 Dibebani (m)
1 3575 828
2 3575 828
3 3575 828
4 715 639
5 715 639
6
7
715
10725
639
576
BTR diinputkan dalam bentuk beban garis sehingga nilai q (kNm2) dikalikan
lebar lajur yang dibebani (m)
Beban Garis Terpusat (BGT)
BGT diinputkan dalam bentuk beban titik pada program CSI Bridge sehingga nilai
intensitas p dikalikan dengan lebar lajur yang dibebani (m)
Beban garis = intensitas p x lebar lajur
= 49 kNm x 35 m
= 1715 kN
Dalam input BGT pada program digunakan faktor beban dinamis
senilai 14
4 Beban Truk ldquoTrdquo
Kendaraan truk yang digunakan adalah truk dengan berat 50 ton
Gambar 22 Input Beban Truk ldquoTrdquo
5 Gaya Rem
Gaya rem diinputkan sebagai beban titik dengan nilai sebagai berikut
Jembatan Kiri
Gaya rem per pier = nilai q terbesar x lebar lajur x panjang 1 span
jembatan x 5
27
= 9 kN
m2 x 145 m x 3575 m x 5
2 = 11663 kN
Jembatan Kanan
Gaya rem per pier = 9 kN
m2 x 18 m x 3575 m x 5
2 = 14479 kN
6 Pengaruh Temperatur
Gambar 23 Input Pengaruh Temperatur
7 Beban Angin
Diketahui
Cw = 125 (Tabel 3)
Vw = 35 ms (Tabel 2)
Ab = 198413 m2
Dengan menggunakan persamaan (4)
TE = 00006 Cw w 2Ab
= 00006 x 125 x 352 x 198413
= 18229 kN
TEW per pier = 18229 kN
4= 45573 kN
8 Tumbukan
100 kN
1
00
F
x
10o
Gambar 24 Proyeksi Tumbukan pada Pier Terhadap Sumbu X dan Sumbu Y
Fx
Fy
28
Tumbukan pada pier diinputkan sebagai beban titik dengan perhitungan sebagai
berikut
Fx = 100 kN x sin 100
= 17365 kN
Fy = 100 kN x cos 100
= 98481 kN
9 Beban Gempa
Pada penelitian ini analisis gempa dinamis dilakukan menggunakan grafik
respon spektrum Dalam pembuatan respon spektrum terlebih dahulu dilakukan
klasifikasi site (jenis tanah) lokasi yang ditinjau berdasarkan hasil penyelidikan
tanah (bore log) Dari data bore log dapat dihitung nilai rata-rata hasil uji
penetrasi standar (SPT) menggunakan persamaan (5) dengan hasil yang tertera
pada tabel berikut ini
Tabel 9 Perhitungan Nilai
Lapisan Kedalaman NSPT Tebal
(TebalSPT)
0 000 0 000 0000
1 330 2 330 1650
2 524 2 194 0971
3 723 2 198 0992
4 924 2 202 1009
5 1130 2 206 1028
6 1323 2 193 0963
7 1530 5 207 0415
8 1730 6 200 0333
9 1930 4 200 0500
10 2130 9 200 0222
11 2330 19 200 0105
12 2507 50 177 0035
13 2626 50 118 0024
14 2725 50 099 0020
15 2822 50 097 0019
16 2921 50 099 0020
17 3006 50 086 0017
3006 8324 3612
Diperoleh = 3612 dimana Σ Tebal Σ SPTfrasl yang menunjukkan bahwa jenis
tanah wilayah Tanjung Priok termasuk kelas situs E yaitu jenis tanah lunak
(Tabel 4) Selanjutnya dihitung nilai akselerasi respons spektra puncak untuk
periode pendek dan periode 1 detik dan desain akselerasi respon spektra
29
Gambar 25 (a) Peta Percepatan Puncak (PGA) wilayah Jakarta
(b) Peta Respon Spektra 02 detik (Ss) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
(c) Peta Respon Spektra 1 detik (S1) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
PGA (Peak Ground Acceleration) merupakan percepatan maksimum yang
menunjukkan intensitas daripada pergerakan lapisan tanah Berdasarkan Gambar 8
dapat diketahui bahwa wilayah yang ditinjau (Tanjung Priok Jakarta Utara)
memiliki nilai PGA 03 ndash 04 g Pendekatan angka menggunakan skala batas atas
dari nilai yang diketahui sehingga diambil nilai 04 g Wilayah Jakarta terdapat
pada zona dengan nilai respon spektra 02 detik probabilitas terlampaui 2 dalam
50 tahun (Ss) = 07 g dan nilai respon spektra 1 detik probabilitas terlampaui 2
dalam 50 tahun (S1 ) = 03 g Kemudian dengan interpolasi nilai Ss dan S1
menggunakan Tabel 5 amp 6 untuk tanah kelas E diperoleh nilai Fa dan Fv berturut-
turut sebesar 13 dan 28
Akselerasi respons spektra puncak periode pendek (SMS) dapat dihitung
dengan persamaan (6) sehingga SMS = 13 x 07 = 091 Akselerasi respons
spektra puncak periode 1 detik (SM1) dapat dihitung dengan persamaan (7)
sehingga SM1 = 28 x 03 = 084 Selanjutnya desain parameter akselerasi respon
spektra periode pendek dapat dihitung dengan persamaan (8) sehingga SDS =
091 = 07963 dan nilai desain parameter respon spektra periode 1 detik dapat
dihitung dengan persamaan (9) sehingga SD1 =
084 = 07350 Faktor
diperoleh dari konversi penggunaan peta gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
karena struktur yang ditinjau merupakan jembatan khusus dengan umur rencana
100 tahun Nilai Sa dihitung menggunakan persamaan 10-13 yang hasilnya
disajikan pada Tabel 10 Nilai T dan Sa diplot membentuk grafik respon spektrum
untuk analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
CSI Bridge
30
Tabel 10 Akselerasi Spektrum Gempa Wilayah Jakarta
T (det) Sa T (det) Sa
00000 03185 2 03675
01846 07963 21 03500
09231 07963 22 03341
1 07350 23 03196
11 06682 24 03063
12 06125 25 02940
13 05654 26 02827
14 05250 27 02722
15 04900 28 02625
16 04594 29 02534
17 04324 3 02450
18 04083 31 02371
19 03868 32 02297
Gambar 26 Grafik Respon Spektrum Wilayah
Jakarta Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010
Hasil Gaya Dalam (Internal Force)
a) Berat Sendiri
Kontrol perhitungan manual
Diketahui
Ag satu girder = 11915 m2
frsquoc girder = 40 MPa
wc girder = 25 kNm3
Tebal slab = 25 cm
frsquoc slab = 30 MPa
wc slab = 24 kNm3
Perhitungan
q slab = tebal slab x spasi antar girder x wc slab
= 025 m x 3567 m x 24 kNm3
= 21402 kNm
q girder = Ag girder x wc girder
= 11915 m2 x 25 kNm
3
= 29788 kNm
M girder = 1
8 q L2
= 1
8 29788 kN mfrasl 35
2 m
= 456129 kN-m
M slab = 1
8 q L2
= 1
8 21402 kN mfrasl 35
2 m
= 327718 kN-m
M girder + M slab = 456129 + 327718 = 783847 kN-m
31
Perhitungan momen secara manual dibandingkan dengan hasil yang ditampilkan
pada program CSI Bridge
Gambar 27 Hasil Momen Akibat Berat Sendiri pada Jembatan
Jembatan kiri terdapat 4 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 4 = 3135388 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min+M max = 28019386 kN-m + 7949228 kN-m
= 28814308 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
Jembatan kanan terdapat 5 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 5 = 3919235 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min + M max = 3494893 kN-m + 9915171 kN-m
= 35940447 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
b) Ultimate Limit States (ULS)
Kombinasi pembebanan yang menghasilkan gaya dalam maksimum
sepanjang jembatan adalah kombinasi ULS-5I (Tabel 7)
Gambar 28 Hasil Gaya Dalam Akibat Kombinasi Pembebanan ULS 5-I
32
c) Kontrol Lendutan
Lendutan maksimum yang diizinkan adalah L
800 =
35750 mm
800 = 4469 mm
sedangkan lendutan yang terjadi pada fly over dari program CSI Bridge
adalah 213 mm sehingga struktur dikatakan aman
Perhitungan Tendon
Dalam perhitungan tendon dan tulangan digunakan momen maksimal yang
terjadi pada penampang yang ditinjau
Tendon pada girder
Data Tendon
D tendon = 05 inchi = 127 mm = 00127 m
Ast = 987 mm2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Girder
Ag (Ax) = 11915 m2
Iz = 04204 m4
yt = 097 m
yb = 088 m
eb = 058 m
-Menghitung gaya prategang P
M berat sendiri = 801826 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 188156 kN-m
M beban hidup = 510983 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 1500965 kN-m
P2=
MybIz
-σb
1
Ax
ebybIz
P2=
150096 x 088
04204 3000
1
11915
058 x 088
04204 = 1384018 kN
Gambar 29 Deformasi yang Terjadi pada Struktur Akibat Beban Hidup
33
P1= Ast x x f u
= 00000987 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl = 110149 kN
Jumlah tendon yang diperlukan= P2
P1= 1384018 kN
110149 kN=125 tendon
Jumlah tendon eksisting = 110 tendon
Jumlah tendon hasil perhitungan yang melebihi tendon eksisting dapat disebabkan
karena perbedaan penggunaan jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo Perhitungan yang
dilakukan menggunakan semua kemungkinan kombinasi baik dalam arah
longitudinal maupun transversal jembatan (sub bab input pembebanan) Selain itu
dapat juga dikarenakan perbedaan dalam pemodelan panjang girder yang
menyebabkan terjadinya kelebihan momen
Tendon pada pier head
Data Tendon
D tendon = 06 inchi = 1524 mm = 0015 m
Ast = 1387 mm2 = 00001387 m
2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Pier Head
Ag (Ax) = 128765 m2
Iz = 6967 m4
yt = 139 m
yb = 123 m
et pada momen maksimal = 04396 m
et pada penampang kritis = 0702 m
-Menghitung P menggunakan Momen Pada Penampang Kritis (Mcr)
M berat sendiri = 41612388 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 7073499kN-m
M beban hidup = 14947156 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 63633043 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
63633043 x 139
3000
1
12875
0702 x 139
6967 = 40860556 kN
P1= Ast x x f u
= 00001387 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl =154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=
40860556 kN
154789 kN= 264 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
34
Berdasarkan jumlah tendon eksisting yang melebihi tendon yang diperlukan
dapat diasumsikan bahwa pier head tersebut tidak didesain menggunakan momen
pada penampang kritis (Mcr) Pada saat dibebani retak terjadi pada perubahan
geometri atau pada penampang kritis sehingga pada umumnya desain cukup
menggunakan Mcr yang nilainya lebih kecil daripada momen maksimal
-Menghitung P menggunakan Momen Maksimal (Mmax)
M berat sendiri = 57265256 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 8941951kN-m
M beban hidup = 20374506 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 86581713 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
865817123 x 139
6967 3000
1
12875
x 139
6967 = 86320521 kN
P1= 154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=86320521 kN
154789 kN= 558 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
Dengan menggunakan momen maksimum yang terjadi pada pier head hasil
perhitungan jumlah tendon yang diperlukan mendekati jumlah tendon eksisting
sehingga dapat diasumsikan struktur tersebut didesain menggunakan momen
maksimum Penggunaan momen maksimum yang terjadi menyebabkan
penambahan jumlah tendon dalam desain
Jumlah tendon eksisting Jumlah tendon yang diperlukan OK
Perhitungan Tulangan
Slab
-Tulangan Lentur Positif
Momen di lapangan Mu pada slab = 10333 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d = ndash drsquo= 250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
10333
08=12916 kN-m
Faktor tahanan momen = Mnx10
6
bd2 =
12916 x106
1000 x 2102= 2929
35
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2929
085 x 30 = 00079
ρmin
= 25 x 14
fy= 25 x
14
390= 0000897
Digunakan = 00079 sehingga
As= ρ b d = 00079 x 1000 mm x 210 mm = 167983 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 167983 mm2
= 1687 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
-Tulangan Lentur Negatif
Momen di tumpuan Mu pada slab = 9504 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d ndash drsquo=250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
9504
08=1188 kN-m
Faktor tahanan momen Rn=Mnx10
6
bd2 =
1188 x106
1000 x 2102= 2694
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2694
085 x 30 = 00073
ρmin
= 25 x 14
fy=25 x
14
390= 0000897
Digunakan ρ = 00073 sehingga
As= ρ b d = 00073 x 1000 mm x 210 mm =153652 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
36
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 153652 mm2
= 18443 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
- Tulangan Geser
Gaya geser Vu pada slab = 35306 kN
Kuat geser nominal yang disumbangkan oleh slab
c=
(
radicf
rsquoc
6
)
bwd =(radic30
6) 1000 x 210 = 19170289 kN
Vc = 06 x = 11502174 kN
u c tidak dibutuhkan tulangan geser
Girder
-Tulangan Lentur
Mu = 24895989 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 13 mm dengan jumlah 8 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 8 =
1
4 314 13
2 x 8 = 106132 mm2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan
(16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fcrsquo
d
dp ω- ωrsquo ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
10857 mm2
fps = 1860 (1 04
077 [00091
1860
40 2050
1800 (00414 00335 ])
= 18599 MPa
Menghitung lebar efektif Be
Diketahui tebal slab ho = 25 cm
Lebar efektif diambil nilai terkecil dari L
4 =
3575 m
4= 894 m
Jarak antar girder s = 3567 m
12 = 12 x 025 = 3 m Diambil Be = 3 m
Eslab = 2574296 MPa
Egirder = 2972541 MPa
n = Eslab
Egirder
= 2574296 MPa
2972541 MPa= 087
Sehingga Be = n x 3 m = 087 x 3 m = 261 m = 2610 mm
37
h = h girder + h slab = 250 + 1850 = 2100 mm
tebal selimut beton drsquo = 50 mm
d = h ndash drsquo
= 2100 mm ndash 50 mm = 2050 mm
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
Aps fps As fy = 085 fcrsquoab
10857 mm2
x 18599 MPa+106132 mm2 x 390 MPa = 085 x 40 MPa x a x
2610 mm
a = 23223 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16)
dengan nilai = 08 adalah sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d-a
2) As fy (d-
a
2)+
= 08 x 10857 mm2 x 18599 MPa (2050 mm-
23223 mm
2) +
106132 mm2
x 390 MPa (2050 mm-23223 mm
2)
= 31242337 kN-m + 640371 kN-m
= 31882709 kN-m
Mn = 31882709 kN-m gt Mu = 24720615 kN-m (OK memenuhi syarat)
Cara yang telah dijabarkan diatas merupakan cara mendesain kekuatan
lentur balok prategang dengan pendekatan trial and error diameter tulangan dan
jumlah tulangan dalam Nawy (2001) Dengan menggunakan pendekatan tersebut
terlebih dahulu dilakukan pemeriksaan terhadap tulangan eksisting menggunakan
data sekunder Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa kapasitas momen
nominal yang disumbangkan oleh tendon Mn tendon lebih besar daripada
momen ultimit yang terjadi Mu akibat pembebanan sehingga momen cukup
ditahan oleh tendon (tidak dibutuhkan tulangan lentur) Tulangan eksisting yang
digunakan merupakan tulangan susut yang berfungsi mencegah terjadinya retak
pada beton
tulangan susut = 00018 x luas penampang girder Ag
= 00018 x 11915 m2
= 00021447 m
2
Digunakan D-13 sehingga = 21447 mm2
1
4 d
2=
21447 m2
1
4 13
2= 16 lt n eksisting = 40
Menurut SNI 03-2847-2002 tentang Tata Cara Perhitungan Struktur Beton
untuk Bangunan Gedung jumlah tulangan susut dan suhu harus dipasang dengan
jarak tidak lebih dari lima kali tebal plat atau 450 mm Jarak maksimum antara
tulangan susut eksisting = 330 mm (lt 450 mm) sehingga tulangan tersebut dari
segi jumlah dan jarak antar tulangan memenuhi syarat
-Tulangan Geser
Girder di tumpuan
Ag = 2682500 mm2
h = 1850 mm
d = h-drsquo= 1850 mm ndash 50 mm = 1800 mm
bw = 1000 mm
38
Gaya geser di tumpuan = 300256 kN dan gaya aksial = 420053 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 420053
14 x 2682500 mm2 ) (
radic40
6) 1000 mm x 1800 mm
= 2109587 kN
c = 06 x 2109587 kN = 1265752 kN u = n
= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit
yang terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (300256 kN ndash (06 x 2109587 kN))06 = 2894674 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av = 2894674 x 103
390 MPa x 1800 mm
mm
= 515433 mm2
Digunakan D-22 sehingga n= Av
1
4 D2
= mm2
1
4 22
2=136 2 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 7 OK
Girder di lapangan
Ag = 1191500 mm2
h = 1850 mm
tulangan utama dan tulangan geser = D 13
d = h - drsquo- 13 - 05 x 13 = 17805 mm
= 1850 ndash 50 ndash 13 ndash (05 x 13) = 17805 mm
bw = 600 mm
Gaya geser di lapangan =193044 kN dan gaya aksial = 274113 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 274113
14 x 1191500 mm2 ) (
radic40
6) 600 mm x 17805 mm
= 1311133 kN
c= 06 x 1311133 kN = 78668 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang
terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
39
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (193044 kN ndash (06 x 1311133 kN))06 = 1906273 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av= 1906273 kN x 10
3
390 MPa x 17805 mm
150 mm
= 411784 mm2
Digunakan D-13 sehingga n= Av
1
4 D2
= 411784 mm2
1
4 13
2= 3103 4 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 4 OK
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 5215433 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Girder dianggap sebagai penampang berongga dinding tipis sehingga besar
modulus puntir = 2 Ambw dimana adalah girder
Jt = 2 x 1191500 mm2 x 2610 mm
= 6219630000 mm3
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 6219630000 (03 radic )radic1 10 1034
= 190101E+11 N-mm = 19010103 kN-m
Tc = 06 x 19010103 kN-m = 11406062 kN-m
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa nilai lebih besar dari sehingga
beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan torsi)
Pier Head
-Tulangan Lentur
Mu = 93134113 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 19 mm dengan jumlah 32 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 25=
1
4 314 x19
2 x 32 = 906832 mm
2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan (16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
Aps = 79059 mm2
fps = 1860 (1 04
081 [00061
1860
35 2520
1670 (00131 00196 ])
588537 MPa
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
40
Aps fps As fy= 085 fc ab
79059 mm2 x 588537 MPa + 906832mm
2 x 390 MPa = 085 x 35 MPa x a x
4500 mm
a = 373974 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16) dengan nilai
= 08 dapat dijabarkan sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d -a
2) As fy (d -
a
2)+
= 08 x 79059 mm2 x 588537 MPa (2520 mm-
373974 mm
2) +
906832 mm2 x 390 MPa (2520 mm-
373974 mm
2)
= 86842499 kN-m + 66008303 kN-m
= 108290509 kN-m
Mn = 93443330 kN-m gt Mu = 93134113 kN-m (OK memenuhi syarat)
-Tulangan Geser
Ag = 12876500 mm2
h = 2620 mm
d = h - d = 2620 mm ndash 100 mm = 2520 mm
= 4500 mm
Gaya geser u di tumpuan = 2011783 kN dan gaya aksial = 241249 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicf c
6) bwd
= (1 241249 kN
14 x 12876500 mm2 ) (
radic35
6) 4500 mm x 2520 mm
= 1118154 kN
c = 06 x 1118154 kN = 6708924 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa tahanan geser yang disumbangkan
oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang terjadi
sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (2011783 kN ndash 6708924 kN)06 = 1676113 kN
s = Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan
Av= s
fy x d
s
Av= 1676113 kN x 10
3
390 MPa x 2520 mm
125 mm
= 2131808 mm2
Digunakan D-16 sehingga n= Av
1
4 D2
= 2131808 mm2
1
4 16
2=106 11 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 8-D16 dan 2-D25 OK
41
Selisih jumlah tulangan D-16 antara hasil perhitungan dengan eksisting sebanyak
3 tulangan telah ditutupi dengan penggunaan 2 tulangan D-25 pada eksisting
sehingga tulangan tersebut dikatakan memenuhi syarat
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 1617885 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Untuk penampang segiempat masif modulus puntir Jt= 04x2y
Jt = 04 x 45002 mm x 2620 mm
= 21222 x 106 Nmm = 21222 kN-m
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 21222 x 106 Nmm (03 radic35 MPa)radic1
10 x 1034 MPa
35
= 6485 x 1011
N-mm = 648487513 kN-m
Tc= 06 x 648487513 kN-m = 389092507 kN-m
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa nilai Tc lebih besar dari Tu
sehingga beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan
torsi)
Pemeriksaan Kolom
Struktur kolom tidak hanya menerima beban aksial vertikal tetapi juga
momen lentur sehingga analisis kolom diperhitungkan untuk menyangga beban
aksial desak dengan eksentrisitas tertentu (Nasution 2009) Pada penelitian ini
analisis kolom dilakukan menggunakan program PCA Col untuk memeriksa
kapasitas tulangan eksisting terhadap beban yang bekerja pada struktur Beban
aksial dan momen yang diinputkan diperoleh dari program CSI Bridge Analisis
kolom dilakukan pada pier segmen 1 dan pier segmen 2 yang masing-masing
memiliki dimensi dan susunan tulangan yang berbeda
Gambar 30 Pemodelan Pier
Pier Segmen 1
Pier
Segmen 2
42
Pier Segmen 1
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1 dimana
aksial (P) maksimum 4181749 kN yang menghasilkan M33 sebesar 920863 kN-m
dan M22 sebesar 796380 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu M33 maksimum
sebesar 1862805 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar 218102 kN- m dan aksial
(P) sebesar 4326789 kN
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1
Dari data yang telah diinputkan diperoleh diagram interaksi seperti pada
Gambar 30 Terlihat baik pada kombinasi 1 dan 2 beban masih berada di area
tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan bahwa kombinasi pembebanan
mampu ditahan oleh pier sehingga pier dikatakan aman terhadap beban yang
bekerja
Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1
43
Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2
Pier Segmen 2
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1
dimana aksial (P) maksimum 629513 kN yang menghasilkan M33 sebesar
38634 kN-m dan M22 sebesar 74265 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu
M33 maksimum sebesar 248387 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar
73617 kN-m dan aksial (P) sebesar 721377 kN
Berdasarkan data yang inputkan diperoleh diagram interaksi pier untuk pier
segmen 2 sebagai berikut
Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
22
HASIL DAN PEMBAHASAN
Model Struktur Jembatan
Struktur fly over P106-P107 (Sta 7+38850 ~ Sta 7+42425) terdiri dari 2
ruas jembatan kiri dan kanan dengan panjang total 10725 m Struktur terdiri dari
3 span dimana panjang satu span 3575 m Superstruktur jembatan ruas kiri terdiri
dari 4 girder dan ruas kanan terdiri dari 5 girder dengan tipe PCU dan memiliki
superelevasi sebesar 2 Struktur fly over tersebut ditopang oleh dua kolom cast
in site tipe Y-Pier dengan tinggi 22 m
Gambar 17 Pemodelan Struktur Fly Over
Gambar 19 Tampak Samping Struktur Fly Over
145 m 18 m
L total = 10725 m
Gambar 18 Tampak Depan Struktur Fly Over
23
Input Pembebanan
Pembebanan yang diinputkan pada program CSI Bridge mengacu pada
RSNI T-02-2005 (Tabel 40) mengenai Peraturan Pembebanan untuk Jembatan
dengan ragam kombinasi pada kondisi ultimit (Ultimate Limit States) sebagai
berikut
Tabel 7 Kombinasi Pembebanan
Nama
Kombinasi
Aksi
Permanen Aksi Transien Aksi Khusus
MS MA PS TD TT TB ET EW TTC
EQ-
X
EQ-
Y
ULS-1A 13 2 1 198 198 132
ULS-1B 13 2 1 198 198 132
ULS-1C 13 2 1 198 198 132
ULS-1D 13 2 1 198 198 132
ULS-4A 13 2 1 132 132
ULS-5A 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5B 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5C 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5D 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5E 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5F 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5G 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5H 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5I 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5J 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5K 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5L 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-5M 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5N 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5O 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5P 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-6A 13 2 1 198 198 1
ULS-6B 13 2 1 198 198 1
Keterangan
MS = Berat Sendiri
MA = Beban Mati Tambahan
PS = Pengaruh Prategang
TD = Beban Lajur ldquoDrdquo
TT = Beban Truk ldquoTrdquo
TB = Gaya Rem
ET = Beban Temperatur
EW = Beban Angin
TTC = Beban Tumbukan
EQ-X = Beban gempa dalam arah X
EQ-Y = Beban gempa dalam arah Y
24
Besarnya nilai beban-beban yang terjadi dapat dijabarkan dalam contoh
perhitungan sebagai berikut
1 Berat sendiri
PCU-Girder dan Slab
wc girder = 25 kNm3
wc slab = wc pier = 24 kNm3
Luas (A) girder = A satu girder x jumlah girder = 11915 m2 x 9 = 107235 m
2
A slab = tebal slab x lebar total jembatan = 025 m x (18 m+145 m) = 8125 m2
Berat girder = A girder x panjang total jembatan x wc girder
= 107235 m2 x 10725 m x 25 kNm
3
= 2875238 kN
Berat slab = A slab x panjang total jembatan x wc slab
= 10723 m2 x 10725 m x 24 kNm
3
= 2091375 kN
Pier
A pier segmen 1 = 2 m x 45 m = 9 m2
A pier segmen 2 = 20565 m2
Panjang pier segmen 1 = 7088 m
Panjang pier segmen 2 = 17147 m
Berat pier segmen 1 = A pier x panjang pier x wc pier
= 9 m2 x 7088 m x 24 kNm
3 = 153103 kN
Berat pier segmen 2 = A pier x panjang pier x wc pier
= 20565 m2 x 17147 m x 24 kNm
3
= 8463073 kN
Berat pier = 153103 kN + 8463073 kN = 9994103 kN
Total berat sendiri = Berat girder + slab + pier
= 2875238 kN + 2091375 kN + 9994103 kN
= 5966023 kN
2 Beban Mati Tambahan
Aspal
wc aspal = 22 kNm3
Tebal aspal = 75 cm
Perhitungan beban mati tambahan dengan menggunakan persamaan (1)
dapat dijabarkan sebagai berikut
Berat aspal = wcLA
= 22 kNm3 x 10725 m x (325 m x 0075 m)
= 5751281 kN
Parapet
wc parapet = 24 kNm3
A parapet = 0526 m2
Berat parapet = wcLA
= 24 kNm3 x 10725 m x 0526 m
2
= 1353924 kN
Total beban mati tambahan = berat aspal + parapet
= 5751281 kN + 1353924 kN
= 7105205 kN
25
3 Beban Lajur D
Beban Terbagi Rata (BTR)
Terdiri dari 7 kombinasi arah longitudinal dengan jumlah lajur
jembatan ruas kiri = 4 lajur dan jembatan ruas kanan = 5 lajur
Total kombinasi arah longitudinal
Jembatan Kiri = 7 x 4 = 28 kombinasi
Jembatan Kanan = 7 x 5 = 35 kombinasi
Terdiri dari 3 kombinasi dalam arah transversal dengan jarak dan
intensitas beban sebagai berikut
Jembatan Kiri
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 28 x 3
= 84 kombinasi
Jembatan Kanan
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 35 x 3
= 105 kombinasi
Nilai q dihitung menggunakan persamaan (3) untuk panjang 1 bentang gt 30 m
dimana panjang 1 span fly over = 3575 m
Contoh perhitungan nilai q sebagai berikut
q = 90 (05 15
3575 ) = 828 kPa
Gambar 20 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kiri
Gambar 21 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kanan
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
100 50
Keterangan
Keterangan
100 50
11 m 2 m 1 m 11 m 1 m 2 m 11 m
1375 m 275 m 1375 m 1375 m 1375 m 275 m 1375 m
26
Tabel 8 Kombinasi Beban ldquoDrdquo Arah Longitudinal Jembatan
Nama Span yang Dibebani Total Panjang
q (kNm2)
Kombinasi Span
1
Span
2
Span
3 Dibebani (m)
1 3575 828
2 3575 828
3 3575 828
4 715 639
5 715 639
6
7
715
10725
639
576
BTR diinputkan dalam bentuk beban garis sehingga nilai q (kNm2) dikalikan
lebar lajur yang dibebani (m)
Beban Garis Terpusat (BGT)
BGT diinputkan dalam bentuk beban titik pada program CSI Bridge sehingga nilai
intensitas p dikalikan dengan lebar lajur yang dibebani (m)
Beban garis = intensitas p x lebar lajur
= 49 kNm x 35 m
= 1715 kN
Dalam input BGT pada program digunakan faktor beban dinamis
senilai 14
4 Beban Truk ldquoTrdquo
Kendaraan truk yang digunakan adalah truk dengan berat 50 ton
Gambar 22 Input Beban Truk ldquoTrdquo
5 Gaya Rem
Gaya rem diinputkan sebagai beban titik dengan nilai sebagai berikut
Jembatan Kiri
Gaya rem per pier = nilai q terbesar x lebar lajur x panjang 1 span
jembatan x 5
27
= 9 kN
m2 x 145 m x 3575 m x 5
2 = 11663 kN
Jembatan Kanan
Gaya rem per pier = 9 kN
m2 x 18 m x 3575 m x 5
2 = 14479 kN
6 Pengaruh Temperatur
Gambar 23 Input Pengaruh Temperatur
7 Beban Angin
Diketahui
Cw = 125 (Tabel 3)
Vw = 35 ms (Tabel 2)
Ab = 198413 m2
Dengan menggunakan persamaan (4)
TE = 00006 Cw w 2Ab
= 00006 x 125 x 352 x 198413
= 18229 kN
TEW per pier = 18229 kN
4= 45573 kN
8 Tumbukan
100 kN
1
00
F
x
10o
Gambar 24 Proyeksi Tumbukan pada Pier Terhadap Sumbu X dan Sumbu Y
Fx
Fy
28
Tumbukan pada pier diinputkan sebagai beban titik dengan perhitungan sebagai
berikut
Fx = 100 kN x sin 100
= 17365 kN
Fy = 100 kN x cos 100
= 98481 kN
9 Beban Gempa
Pada penelitian ini analisis gempa dinamis dilakukan menggunakan grafik
respon spektrum Dalam pembuatan respon spektrum terlebih dahulu dilakukan
klasifikasi site (jenis tanah) lokasi yang ditinjau berdasarkan hasil penyelidikan
tanah (bore log) Dari data bore log dapat dihitung nilai rata-rata hasil uji
penetrasi standar (SPT) menggunakan persamaan (5) dengan hasil yang tertera
pada tabel berikut ini
Tabel 9 Perhitungan Nilai
Lapisan Kedalaman NSPT Tebal
(TebalSPT)
0 000 0 000 0000
1 330 2 330 1650
2 524 2 194 0971
3 723 2 198 0992
4 924 2 202 1009
5 1130 2 206 1028
6 1323 2 193 0963
7 1530 5 207 0415
8 1730 6 200 0333
9 1930 4 200 0500
10 2130 9 200 0222
11 2330 19 200 0105
12 2507 50 177 0035
13 2626 50 118 0024
14 2725 50 099 0020
15 2822 50 097 0019
16 2921 50 099 0020
17 3006 50 086 0017
3006 8324 3612
Diperoleh = 3612 dimana Σ Tebal Σ SPTfrasl yang menunjukkan bahwa jenis
tanah wilayah Tanjung Priok termasuk kelas situs E yaitu jenis tanah lunak
(Tabel 4) Selanjutnya dihitung nilai akselerasi respons spektra puncak untuk
periode pendek dan periode 1 detik dan desain akselerasi respon spektra
29
Gambar 25 (a) Peta Percepatan Puncak (PGA) wilayah Jakarta
(b) Peta Respon Spektra 02 detik (Ss) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
(c) Peta Respon Spektra 1 detik (S1) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
PGA (Peak Ground Acceleration) merupakan percepatan maksimum yang
menunjukkan intensitas daripada pergerakan lapisan tanah Berdasarkan Gambar 8
dapat diketahui bahwa wilayah yang ditinjau (Tanjung Priok Jakarta Utara)
memiliki nilai PGA 03 ndash 04 g Pendekatan angka menggunakan skala batas atas
dari nilai yang diketahui sehingga diambil nilai 04 g Wilayah Jakarta terdapat
pada zona dengan nilai respon spektra 02 detik probabilitas terlampaui 2 dalam
50 tahun (Ss) = 07 g dan nilai respon spektra 1 detik probabilitas terlampaui 2
dalam 50 tahun (S1 ) = 03 g Kemudian dengan interpolasi nilai Ss dan S1
menggunakan Tabel 5 amp 6 untuk tanah kelas E diperoleh nilai Fa dan Fv berturut-
turut sebesar 13 dan 28
Akselerasi respons spektra puncak periode pendek (SMS) dapat dihitung
dengan persamaan (6) sehingga SMS = 13 x 07 = 091 Akselerasi respons
spektra puncak periode 1 detik (SM1) dapat dihitung dengan persamaan (7)
sehingga SM1 = 28 x 03 = 084 Selanjutnya desain parameter akselerasi respon
spektra periode pendek dapat dihitung dengan persamaan (8) sehingga SDS =
091 = 07963 dan nilai desain parameter respon spektra periode 1 detik dapat
dihitung dengan persamaan (9) sehingga SD1 =
084 = 07350 Faktor
diperoleh dari konversi penggunaan peta gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
karena struktur yang ditinjau merupakan jembatan khusus dengan umur rencana
100 tahun Nilai Sa dihitung menggunakan persamaan 10-13 yang hasilnya
disajikan pada Tabel 10 Nilai T dan Sa diplot membentuk grafik respon spektrum
untuk analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
CSI Bridge
30
Tabel 10 Akselerasi Spektrum Gempa Wilayah Jakarta
T (det) Sa T (det) Sa
00000 03185 2 03675
01846 07963 21 03500
09231 07963 22 03341
1 07350 23 03196
11 06682 24 03063
12 06125 25 02940
13 05654 26 02827
14 05250 27 02722
15 04900 28 02625
16 04594 29 02534
17 04324 3 02450
18 04083 31 02371
19 03868 32 02297
Gambar 26 Grafik Respon Spektrum Wilayah
Jakarta Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010
Hasil Gaya Dalam (Internal Force)
a) Berat Sendiri
Kontrol perhitungan manual
Diketahui
Ag satu girder = 11915 m2
frsquoc girder = 40 MPa
wc girder = 25 kNm3
Tebal slab = 25 cm
frsquoc slab = 30 MPa
wc slab = 24 kNm3
Perhitungan
q slab = tebal slab x spasi antar girder x wc slab
= 025 m x 3567 m x 24 kNm3
= 21402 kNm
q girder = Ag girder x wc girder
= 11915 m2 x 25 kNm
3
= 29788 kNm
M girder = 1
8 q L2
= 1
8 29788 kN mfrasl 35
2 m
= 456129 kN-m
M slab = 1
8 q L2
= 1
8 21402 kN mfrasl 35
2 m
= 327718 kN-m
M girder + M slab = 456129 + 327718 = 783847 kN-m
31
Perhitungan momen secara manual dibandingkan dengan hasil yang ditampilkan
pada program CSI Bridge
Gambar 27 Hasil Momen Akibat Berat Sendiri pada Jembatan
Jembatan kiri terdapat 4 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 4 = 3135388 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min+M max = 28019386 kN-m + 7949228 kN-m
= 28814308 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
Jembatan kanan terdapat 5 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 5 = 3919235 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min + M max = 3494893 kN-m + 9915171 kN-m
= 35940447 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
b) Ultimate Limit States (ULS)
Kombinasi pembebanan yang menghasilkan gaya dalam maksimum
sepanjang jembatan adalah kombinasi ULS-5I (Tabel 7)
Gambar 28 Hasil Gaya Dalam Akibat Kombinasi Pembebanan ULS 5-I
32
c) Kontrol Lendutan
Lendutan maksimum yang diizinkan adalah L
800 =
35750 mm
800 = 4469 mm
sedangkan lendutan yang terjadi pada fly over dari program CSI Bridge
adalah 213 mm sehingga struktur dikatakan aman
Perhitungan Tendon
Dalam perhitungan tendon dan tulangan digunakan momen maksimal yang
terjadi pada penampang yang ditinjau
Tendon pada girder
Data Tendon
D tendon = 05 inchi = 127 mm = 00127 m
Ast = 987 mm2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Girder
Ag (Ax) = 11915 m2
Iz = 04204 m4
yt = 097 m
yb = 088 m
eb = 058 m
-Menghitung gaya prategang P
M berat sendiri = 801826 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 188156 kN-m
M beban hidup = 510983 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 1500965 kN-m
P2=
MybIz
-σb
1
Ax
ebybIz
P2=
150096 x 088
04204 3000
1
11915
058 x 088
04204 = 1384018 kN
Gambar 29 Deformasi yang Terjadi pada Struktur Akibat Beban Hidup
33
P1= Ast x x f u
= 00000987 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl = 110149 kN
Jumlah tendon yang diperlukan= P2
P1= 1384018 kN
110149 kN=125 tendon
Jumlah tendon eksisting = 110 tendon
Jumlah tendon hasil perhitungan yang melebihi tendon eksisting dapat disebabkan
karena perbedaan penggunaan jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo Perhitungan yang
dilakukan menggunakan semua kemungkinan kombinasi baik dalam arah
longitudinal maupun transversal jembatan (sub bab input pembebanan) Selain itu
dapat juga dikarenakan perbedaan dalam pemodelan panjang girder yang
menyebabkan terjadinya kelebihan momen
Tendon pada pier head
Data Tendon
D tendon = 06 inchi = 1524 mm = 0015 m
Ast = 1387 mm2 = 00001387 m
2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Pier Head
Ag (Ax) = 128765 m2
Iz = 6967 m4
yt = 139 m
yb = 123 m
et pada momen maksimal = 04396 m
et pada penampang kritis = 0702 m
-Menghitung P menggunakan Momen Pada Penampang Kritis (Mcr)
M berat sendiri = 41612388 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 7073499kN-m
M beban hidup = 14947156 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 63633043 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
63633043 x 139
3000
1
12875
0702 x 139
6967 = 40860556 kN
P1= Ast x x f u
= 00001387 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl =154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=
40860556 kN
154789 kN= 264 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
34
Berdasarkan jumlah tendon eksisting yang melebihi tendon yang diperlukan
dapat diasumsikan bahwa pier head tersebut tidak didesain menggunakan momen
pada penampang kritis (Mcr) Pada saat dibebani retak terjadi pada perubahan
geometri atau pada penampang kritis sehingga pada umumnya desain cukup
menggunakan Mcr yang nilainya lebih kecil daripada momen maksimal
-Menghitung P menggunakan Momen Maksimal (Mmax)
M berat sendiri = 57265256 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 8941951kN-m
M beban hidup = 20374506 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 86581713 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
865817123 x 139
6967 3000
1
12875
x 139
6967 = 86320521 kN
P1= 154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=86320521 kN
154789 kN= 558 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
Dengan menggunakan momen maksimum yang terjadi pada pier head hasil
perhitungan jumlah tendon yang diperlukan mendekati jumlah tendon eksisting
sehingga dapat diasumsikan struktur tersebut didesain menggunakan momen
maksimum Penggunaan momen maksimum yang terjadi menyebabkan
penambahan jumlah tendon dalam desain
Jumlah tendon eksisting Jumlah tendon yang diperlukan OK
Perhitungan Tulangan
Slab
-Tulangan Lentur Positif
Momen di lapangan Mu pada slab = 10333 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d = ndash drsquo= 250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
10333
08=12916 kN-m
Faktor tahanan momen = Mnx10
6
bd2 =
12916 x106
1000 x 2102= 2929
35
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2929
085 x 30 = 00079
ρmin
= 25 x 14
fy= 25 x
14
390= 0000897
Digunakan = 00079 sehingga
As= ρ b d = 00079 x 1000 mm x 210 mm = 167983 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 167983 mm2
= 1687 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
-Tulangan Lentur Negatif
Momen di tumpuan Mu pada slab = 9504 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d ndash drsquo=250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
9504
08=1188 kN-m
Faktor tahanan momen Rn=Mnx10
6
bd2 =
1188 x106
1000 x 2102= 2694
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2694
085 x 30 = 00073
ρmin
= 25 x 14
fy=25 x
14
390= 0000897
Digunakan ρ = 00073 sehingga
As= ρ b d = 00073 x 1000 mm x 210 mm =153652 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
36
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 153652 mm2
= 18443 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
- Tulangan Geser
Gaya geser Vu pada slab = 35306 kN
Kuat geser nominal yang disumbangkan oleh slab
c=
(
radicf
rsquoc
6
)
bwd =(radic30
6) 1000 x 210 = 19170289 kN
Vc = 06 x = 11502174 kN
u c tidak dibutuhkan tulangan geser
Girder
-Tulangan Lentur
Mu = 24895989 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 13 mm dengan jumlah 8 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 8 =
1
4 314 13
2 x 8 = 106132 mm2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan
(16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fcrsquo
d
dp ω- ωrsquo ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
10857 mm2
fps = 1860 (1 04
077 [00091
1860
40 2050
1800 (00414 00335 ])
= 18599 MPa
Menghitung lebar efektif Be
Diketahui tebal slab ho = 25 cm
Lebar efektif diambil nilai terkecil dari L
4 =
3575 m
4= 894 m
Jarak antar girder s = 3567 m
12 = 12 x 025 = 3 m Diambil Be = 3 m
Eslab = 2574296 MPa
Egirder = 2972541 MPa
n = Eslab
Egirder
= 2574296 MPa
2972541 MPa= 087
Sehingga Be = n x 3 m = 087 x 3 m = 261 m = 2610 mm
37
h = h girder + h slab = 250 + 1850 = 2100 mm
tebal selimut beton drsquo = 50 mm
d = h ndash drsquo
= 2100 mm ndash 50 mm = 2050 mm
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
Aps fps As fy = 085 fcrsquoab
10857 mm2
x 18599 MPa+106132 mm2 x 390 MPa = 085 x 40 MPa x a x
2610 mm
a = 23223 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16)
dengan nilai = 08 adalah sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d-a
2) As fy (d-
a
2)+
= 08 x 10857 mm2 x 18599 MPa (2050 mm-
23223 mm
2) +
106132 mm2
x 390 MPa (2050 mm-23223 mm
2)
= 31242337 kN-m + 640371 kN-m
= 31882709 kN-m
Mn = 31882709 kN-m gt Mu = 24720615 kN-m (OK memenuhi syarat)
Cara yang telah dijabarkan diatas merupakan cara mendesain kekuatan
lentur balok prategang dengan pendekatan trial and error diameter tulangan dan
jumlah tulangan dalam Nawy (2001) Dengan menggunakan pendekatan tersebut
terlebih dahulu dilakukan pemeriksaan terhadap tulangan eksisting menggunakan
data sekunder Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa kapasitas momen
nominal yang disumbangkan oleh tendon Mn tendon lebih besar daripada
momen ultimit yang terjadi Mu akibat pembebanan sehingga momen cukup
ditahan oleh tendon (tidak dibutuhkan tulangan lentur) Tulangan eksisting yang
digunakan merupakan tulangan susut yang berfungsi mencegah terjadinya retak
pada beton
tulangan susut = 00018 x luas penampang girder Ag
= 00018 x 11915 m2
= 00021447 m
2
Digunakan D-13 sehingga = 21447 mm2
1
4 d
2=
21447 m2
1
4 13
2= 16 lt n eksisting = 40
Menurut SNI 03-2847-2002 tentang Tata Cara Perhitungan Struktur Beton
untuk Bangunan Gedung jumlah tulangan susut dan suhu harus dipasang dengan
jarak tidak lebih dari lima kali tebal plat atau 450 mm Jarak maksimum antara
tulangan susut eksisting = 330 mm (lt 450 mm) sehingga tulangan tersebut dari
segi jumlah dan jarak antar tulangan memenuhi syarat
-Tulangan Geser
Girder di tumpuan
Ag = 2682500 mm2
h = 1850 mm
d = h-drsquo= 1850 mm ndash 50 mm = 1800 mm
bw = 1000 mm
38
Gaya geser di tumpuan = 300256 kN dan gaya aksial = 420053 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 420053
14 x 2682500 mm2 ) (
radic40
6) 1000 mm x 1800 mm
= 2109587 kN
c = 06 x 2109587 kN = 1265752 kN u = n
= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit
yang terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (300256 kN ndash (06 x 2109587 kN))06 = 2894674 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av = 2894674 x 103
390 MPa x 1800 mm
mm
= 515433 mm2
Digunakan D-22 sehingga n= Av
1
4 D2
= mm2
1
4 22
2=136 2 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 7 OK
Girder di lapangan
Ag = 1191500 mm2
h = 1850 mm
tulangan utama dan tulangan geser = D 13
d = h - drsquo- 13 - 05 x 13 = 17805 mm
= 1850 ndash 50 ndash 13 ndash (05 x 13) = 17805 mm
bw = 600 mm
Gaya geser di lapangan =193044 kN dan gaya aksial = 274113 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 274113
14 x 1191500 mm2 ) (
radic40
6) 600 mm x 17805 mm
= 1311133 kN
c= 06 x 1311133 kN = 78668 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang
terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
39
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (193044 kN ndash (06 x 1311133 kN))06 = 1906273 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av= 1906273 kN x 10
3
390 MPa x 17805 mm
150 mm
= 411784 mm2
Digunakan D-13 sehingga n= Av
1
4 D2
= 411784 mm2
1
4 13
2= 3103 4 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 4 OK
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 5215433 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Girder dianggap sebagai penampang berongga dinding tipis sehingga besar
modulus puntir = 2 Ambw dimana adalah girder
Jt = 2 x 1191500 mm2 x 2610 mm
= 6219630000 mm3
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 6219630000 (03 radic )radic1 10 1034
= 190101E+11 N-mm = 19010103 kN-m
Tc = 06 x 19010103 kN-m = 11406062 kN-m
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa nilai lebih besar dari sehingga
beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan torsi)
Pier Head
-Tulangan Lentur
Mu = 93134113 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 19 mm dengan jumlah 32 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 25=
1
4 314 x19
2 x 32 = 906832 mm
2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan (16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
Aps = 79059 mm2
fps = 1860 (1 04
081 [00061
1860
35 2520
1670 (00131 00196 ])
588537 MPa
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
40
Aps fps As fy= 085 fc ab
79059 mm2 x 588537 MPa + 906832mm
2 x 390 MPa = 085 x 35 MPa x a x
4500 mm
a = 373974 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16) dengan nilai
= 08 dapat dijabarkan sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d -a
2) As fy (d -
a
2)+
= 08 x 79059 mm2 x 588537 MPa (2520 mm-
373974 mm
2) +
906832 mm2 x 390 MPa (2520 mm-
373974 mm
2)
= 86842499 kN-m + 66008303 kN-m
= 108290509 kN-m
Mn = 93443330 kN-m gt Mu = 93134113 kN-m (OK memenuhi syarat)
-Tulangan Geser
Ag = 12876500 mm2
h = 2620 mm
d = h - d = 2620 mm ndash 100 mm = 2520 mm
= 4500 mm
Gaya geser u di tumpuan = 2011783 kN dan gaya aksial = 241249 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicf c
6) bwd
= (1 241249 kN
14 x 12876500 mm2 ) (
radic35
6) 4500 mm x 2520 mm
= 1118154 kN
c = 06 x 1118154 kN = 6708924 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa tahanan geser yang disumbangkan
oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang terjadi
sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (2011783 kN ndash 6708924 kN)06 = 1676113 kN
s = Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan
Av= s
fy x d
s
Av= 1676113 kN x 10
3
390 MPa x 2520 mm
125 mm
= 2131808 mm2
Digunakan D-16 sehingga n= Av
1
4 D2
= 2131808 mm2
1
4 16
2=106 11 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 8-D16 dan 2-D25 OK
41
Selisih jumlah tulangan D-16 antara hasil perhitungan dengan eksisting sebanyak
3 tulangan telah ditutupi dengan penggunaan 2 tulangan D-25 pada eksisting
sehingga tulangan tersebut dikatakan memenuhi syarat
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 1617885 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Untuk penampang segiempat masif modulus puntir Jt= 04x2y
Jt = 04 x 45002 mm x 2620 mm
= 21222 x 106 Nmm = 21222 kN-m
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 21222 x 106 Nmm (03 radic35 MPa)radic1
10 x 1034 MPa
35
= 6485 x 1011
N-mm = 648487513 kN-m
Tc= 06 x 648487513 kN-m = 389092507 kN-m
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa nilai Tc lebih besar dari Tu
sehingga beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan
torsi)
Pemeriksaan Kolom
Struktur kolom tidak hanya menerima beban aksial vertikal tetapi juga
momen lentur sehingga analisis kolom diperhitungkan untuk menyangga beban
aksial desak dengan eksentrisitas tertentu (Nasution 2009) Pada penelitian ini
analisis kolom dilakukan menggunakan program PCA Col untuk memeriksa
kapasitas tulangan eksisting terhadap beban yang bekerja pada struktur Beban
aksial dan momen yang diinputkan diperoleh dari program CSI Bridge Analisis
kolom dilakukan pada pier segmen 1 dan pier segmen 2 yang masing-masing
memiliki dimensi dan susunan tulangan yang berbeda
Gambar 30 Pemodelan Pier
Pier Segmen 1
Pier
Segmen 2
42
Pier Segmen 1
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1 dimana
aksial (P) maksimum 4181749 kN yang menghasilkan M33 sebesar 920863 kN-m
dan M22 sebesar 796380 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu M33 maksimum
sebesar 1862805 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar 218102 kN- m dan aksial
(P) sebesar 4326789 kN
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1
Dari data yang telah diinputkan diperoleh diagram interaksi seperti pada
Gambar 30 Terlihat baik pada kombinasi 1 dan 2 beban masih berada di area
tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan bahwa kombinasi pembebanan
mampu ditahan oleh pier sehingga pier dikatakan aman terhadap beban yang
bekerja
Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1
43
Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2
Pier Segmen 2
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1
dimana aksial (P) maksimum 629513 kN yang menghasilkan M33 sebesar
38634 kN-m dan M22 sebesar 74265 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu
M33 maksimum sebesar 248387 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar
73617 kN-m dan aksial (P) sebesar 721377 kN
Berdasarkan data yang inputkan diperoleh diagram interaksi pier untuk pier
segmen 2 sebagai berikut
Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
23
Input Pembebanan
Pembebanan yang diinputkan pada program CSI Bridge mengacu pada
RSNI T-02-2005 (Tabel 40) mengenai Peraturan Pembebanan untuk Jembatan
dengan ragam kombinasi pada kondisi ultimit (Ultimate Limit States) sebagai
berikut
Tabel 7 Kombinasi Pembebanan
Nama
Kombinasi
Aksi
Permanen Aksi Transien Aksi Khusus
MS MA PS TD TT TB ET EW TTC
EQ-
X
EQ-
Y
ULS-1A 13 2 1 198 198 132
ULS-1B 13 2 1 198 198 132
ULS-1C 13 2 1 198 198 132
ULS-1D 13 2 1 198 198 132
ULS-4A 13 2 1 132 132
ULS-5A 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5B 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5C 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5D 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5E 13 2 1 198 198 1 03
ULS-5F 13 2 1 198 198 -1 03
ULS-5G 13 2 1 198 198 1 -03
ULS-5H 13 2 1 198 198 -1 -03
ULS-5I 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5J 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5K 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5L 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-5M 13 2 1 198 198 03 1
ULS-5N 13 2 1 198 198 03 -1
ULS-5O 13 2 1 198 198 -03 1
ULS-5P 13 2 1 198 198 -03 -1
ULS-6A 13 2 1 198 198 1
ULS-6B 13 2 1 198 198 1
Keterangan
MS = Berat Sendiri
MA = Beban Mati Tambahan
PS = Pengaruh Prategang
TD = Beban Lajur ldquoDrdquo
TT = Beban Truk ldquoTrdquo
TB = Gaya Rem
ET = Beban Temperatur
EW = Beban Angin
TTC = Beban Tumbukan
EQ-X = Beban gempa dalam arah X
EQ-Y = Beban gempa dalam arah Y
24
Besarnya nilai beban-beban yang terjadi dapat dijabarkan dalam contoh
perhitungan sebagai berikut
1 Berat sendiri
PCU-Girder dan Slab
wc girder = 25 kNm3
wc slab = wc pier = 24 kNm3
Luas (A) girder = A satu girder x jumlah girder = 11915 m2 x 9 = 107235 m
2
A slab = tebal slab x lebar total jembatan = 025 m x (18 m+145 m) = 8125 m2
Berat girder = A girder x panjang total jembatan x wc girder
= 107235 m2 x 10725 m x 25 kNm
3
= 2875238 kN
Berat slab = A slab x panjang total jembatan x wc slab
= 10723 m2 x 10725 m x 24 kNm
3
= 2091375 kN
Pier
A pier segmen 1 = 2 m x 45 m = 9 m2
A pier segmen 2 = 20565 m2
Panjang pier segmen 1 = 7088 m
Panjang pier segmen 2 = 17147 m
Berat pier segmen 1 = A pier x panjang pier x wc pier
= 9 m2 x 7088 m x 24 kNm
3 = 153103 kN
Berat pier segmen 2 = A pier x panjang pier x wc pier
= 20565 m2 x 17147 m x 24 kNm
3
= 8463073 kN
Berat pier = 153103 kN + 8463073 kN = 9994103 kN
Total berat sendiri = Berat girder + slab + pier
= 2875238 kN + 2091375 kN + 9994103 kN
= 5966023 kN
2 Beban Mati Tambahan
Aspal
wc aspal = 22 kNm3
Tebal aspal = 75 cm
Perhitungan beban mati tambahan dengan menggunakan persamaan (1)
dapat dijabarkan sebagai berikut
Berat aspal = wcLA
= 22 kNm3 x 10725 m x (325 m x 0075 m)
= 5751281 kN
Parapet
wc parapet = 24 kNm3
A parapet = 0526 m2
Berat parapet = wcLA
= 24 kNm3 x 10725 m x 0526 m
2
= 1353924 kN
Total beban mati tambahan = berat aspal + parapet
= 5751281 kN + 1353924 kN
= 7105205 kN
25
3 Beban Lajur D
Beban Terbagi Rata (BTR)
Terdiri dari 7 kombinasi arah longitudinal dengan jumlah lajur
jembatan ruas kiri = 4 lajur dan jembatan ruas kanan = 5 lajur
Total kombinasi arah longitudinal
Jembatan Kiri = 7 x 4 = 28 kombinasi
Jembatan Kanan = 7 x 5 = 35 kombinasi
Terdiri dari 3 kombinasi dalam arah transversal dengan jarak dan
intensitas beban sebagai berikut
Jembatan Kiri
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 28 x 3
= 84 kombinasi
Jembatan Kanan
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 35 x 3
= 105 kombinasi
Nilai q dihitung menggunakan persamaan (3) untuk panjang 1 bentang gt 30 m
dimana panjang 1 span fly over = 3575 m
Contoh perhitungan nilai q sebagai berikut
q = 90 (05 15
3575 ) = 828 kPa
Gambar 20 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kiri
Gambar 21 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kanan
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
100 50
Keterangan
Keterangan
100 50
11 m 2 m 1 m 11 m 1 m 2 m 11 m
1375 m 275 m 1375 m 1375 m 1375 m 275 m 1375 m
26
Tabel 8 Kombinasi Beban ldquoDrdquo Arah Longitudinal Jembatan
Nama Span yang Dibebani Total Panjang
q (kNm2)
Kombinasi Span
1
Span
2
Span
3 Dibebani (m)
1 3575 828
2 3575 828
3 3575 828
4 715 639
5 715 639
6
7
715
10725
639
576
BTR diinputkan dalam bentuk beban garis sehingga nilai q (kNm2) dikalikan
lebar lajur yang dibebani (m)
Beban Garis Terpusat (BGT)
BGT diinputkan dalam bentuk beban titik pada program CSI Bridge sehingga nilai
intensitas p dikalikan dengan lebar lajur yang dibebani (m)
Beban garis = intensitas p x lebar lajur
= 49 kNm x 35 m
= 1715 kN
Dalam input BGT pada program digunakan faktor beban dinamis
senilai 14
4 Beban Truk ldquoTrdquo
Kendaraan truk yang digunakan adalah truk dengan berat 50 ton
Gambar 22 Input Beban Truk ldquoTrdquo
5 Gaya Rem
Gaya rem diinputkan sebagai beban titik dengan nilai sebagai berikut
Jembatan Kiri
Gaya rem per pier = nilai q terbesar x lebar lajur x panjang 1 span
jembatan x 5
27
= 9 kN
m2 x 145 m x 3575 m x 5
2 = 11663 kN
Jembatan Kanan
Gaya rem per pier = 9 kN
m2 x 18 m x 3575 m x 5
2 = 14479 kN
6 Pengaruh Temperatur
Gambar 23 Input Pengaruh Temperatur
7 Beban Angin
Diketahui
Cw = 125 (Tabel 3)
Vw = 35 ms (Tabel 2)
Ab = 198413 m2
Dengan menggunakan persamaan (4)
TE = 00006 Cw w 2Ab
= 00006 x 125 x 352 x 198413
= 18229 kN
TEW per pier = 18229 kN
4= 45573 kN
8 Tumbukan
100 kN
1
00
F
x
10o
Gambar 24 Proyeksi Tumbukan pada Pier Terhadap Sumbu X dan Sumbu Y
Fx
Fy
28
Tumbukan pada pier diinputkan sebagai beban titik dengan perhitungan sebagai
berikut
Fx = 100 kN x sin 100
= 17365 kN
Fy = 100 kN x cos 100
= 98481 kN
9 Beban Gempa
Pada penelitian ini analisis gempa dinamis dilakukan menggunakan grafik
respon spektrum Dalam pembuatan respon spektrum terlebih dahulu dilakukan
klasifikasi site (jenis tanah) lokasi yang ditinjau berdasarkan hasil penyelidikan
tanah (bore log) Dari data bore log dapat dihitung nilai rata-rata hasil uji
penetrasi standar (SPT) menggunakan persamaan (5) dengan hasil yang tertera
pada tabel berikut ini
Tabel 9 Perhitungan Nilai
Lapisan Kedalaman NSPT Tebal
(TebalSPT)
0 000 0 000 0000
1 330 2 330 1650
2 524 2 194 0971
3 723 2 198 0992
4 924 2 202 1009
5 1130 2 206 1028
6 1323 2 193 0963
7 1530 5 207 0415
8 1730 6 200 0333
9 1930 4 200 0500
10 2130 9 200 0222
11 2330 19 200 0105
12 2507 50 177 0035
13 2626 50 118 0024
14 2725 50 099 0020
15 2822 50 097 0019
16 2921 50 099 0020
17 3006 50 086 0017
3006 8324 3612
Diperoleh = 3612 dimana Σ Tebal Σ SPTfrasl yang menunjukkan bahwa jenis
tanah wilayah Tanjung Priok termasuk kelas situs E yaitu jenis tanah lunak
(Tabel 4) Selanjutnya dihitung nilai akselerasi respons spektra puncak untuk
periode pendek dan periode 1 detik dan desain akselerasi respon spektra
29
Gambar 25 (a) Peta Percepatan Puncak (PGA) wilayah Jakarta
(b) Peta Respon Spektra 02 detik (Ss) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
(c) Peta Respon Spektra 1 detik (S1) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
PGA (Peak Ground Acceleration) merupakan percepatan maksimum yang
menunjukkan intensitas daripada pergerakan lapisan tanah Berdasarkan Gambar 8
dapat diketahui bahwa wilayah yang ditinjau (Tanjung Priok Jakarta Utara)
memiliki nilai PGA 03 ndash 04 g Pendekatan angka menggunakan skala batas atas
dari nilai yang diketahui sehingga diambil nilai 04 g Wilayah Jakarta terdapat
pada zona dengan nilai respon spektra 02 detik probabilitas terlampaui 2 dalam
50 tahun (Ss) = 07 g dan nilai respon spektra 1 detik probabilitas terlampaui 2
dalam 50 tahun (S1 ) = 03 g Kemudian dengan interpolasi nilai Ss dan S1
menggunakan Tabel 5 amp 6 untuk tanah kelas E diperoleh nilai Fa dan Fv berturut-
turut sebesar 13 dan 28
Akselerasi respons spektra puncak periode pendek (SMS) dapat dihitung
dengan persamaan (6) sehingga SMS = 13 x 07 = 091 Akselerasi respons
spektra puncak periode 1 detik (SM1) dapat dihitung dengan persamaan (7)
sehingga SM1 = 28 x 03 = 084 Selanjutnya desain parameter akselerasi respon
spektra periode pendek dapat dihitung dengan persamaan (8) sehingga SDS =
091 = 07963 dan nilai desain parameter respon spektra periode 1 detik dapat
dihitung dengan persamaan (9) sehingga SD1 =
084 = 07350 Faktor
diperoleh dari konversi penggunaan peta gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
karena struktur yang ditinjau merupakan jembatan khusus dengan umur rencana
100 tahun Nilai Sa dihitung menggunakan persamaan 10-13 yang hasilnya
disajikan pada Tabel 10 Nilai T dan Sa diplot membentuk grafik respon spektrum
untuk analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
CSI Bridge
30
Tabel 10 Akselerasi Spektrum Gempa Wilayah Jakarta
T (det) Sa T (det) Sa
00000 03185 2 03675
01846 07963 21 03500
09231 07963 22 03341
1 07350 23 03196
11 06682 24 03063
12 06125 25 02940
13 05654 26 02827
14 05250 27 02722
15 04900 28 02625
16 04594 29 02534
17 04324 3 02450
18 04083 31 02371
19 03868 32 02297
Gambar 26 Grafik Respon Spektrum Wilayah
Jakarta Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010
Hasil Gaya Dalam (Internal Force)
a) Berat Sendiri
Kontrol perhitungan manual
Diketahui
Ag satu girder = 11915 m2
frsquoc girder = 40 MPa
wc girder = 25 kNm3
Tebal slab = 25 cm
frsquoc slab = 30 MPa
wc slab = 24 kNm3
Perhitungan
q slab = tebal slab x spasi antar girder x wc slab
= 025 m x 3567 m x 24 kNm3
= 21402 kNm
q girder = Ag girder x wc girder
= 11915 m2 x 25 kNm
3
= 29788 kNm
M girder = 1
8 q L2
= 1
8 29788 kN mfrasl 35
2 m
= 456129 kN-m
M slab = 1
8 q L2
= 1
8 21402 kN mfrasl 35
2 m
= 327718 kN-m
M girder + M slab = 456129 + 327718 = 783847 kN-m
31
Perhitungan momen secara manual dibandingkan dengan hasil yang ditampilkan
pada program CSI Bridge
Gambar 27 Hasil Momen Akibat Berat Sendiri pada Jembatan
Jembatan kiri terdapat 4 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 4 = 3135388 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min+M max = 28019386 kN-m + 7949228 kN-m
= 28814308 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
Jembatan kanan terdapat 5 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 5 = 3919235 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min + M max = 3494893 kN-m + 9915171 kN-m
= 35940447 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
b) Ultimate Limit States (ULS)
Kombinasi pembebanan yang menghasilkan gaya dalam maksimum
sepanjang jembatan adalah kombinasi ULS-5I (Tabel 7)
Gambar 28 Hasil Gaya Dalam Akibat Kombinasi Pembebanan ULS 5-I
32
c) Kontrol Lendutan
Lendutan maksimum yang diizinkan adalah L
800 =
35750 mm
800 = 4469 mm
sedangkan lendutan yang terjadi pada fly over dari program CSI Bridge
adalah 213 mm sehingga struktur dikatakan aman
Perhitungan Tendon
Dalam perhitungan tendon dan tulangan digunakan momen maksimal yang
terjadi pada penampang yang ditinjau
Tendon pada girder
Data Tendon
D tendon = 05 inchi = 127 mm = 00127 m
Ast = 987 mm2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Girder
Ag (Ax) = 11915 m2
Iz = 04204 m4
yt = 097 m
yb = 088 m
eb = 058 m
-Menghitung gaya prategang P
M berat sendiri = 801826 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 188156 kN-m
M beban hidup = 510983 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 1500965 kN-m
P2=
MybIz
-σb
1
Ax
ebybIz
P2=
150096 x 088
04204 3000
1
11915
058 x 088
04204 = 1384018 kN
Gambar 29 Deformasi yang Terjadi pada Struktur Akibat Beban Hidup
33
P1= Ast x x f u
= 00000987 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl = 110149 kN
Jumlah tendon yang diperlukan= P2
P1= 1384018 kN
110149 kN=125 tendon
Jumlah tendon eksisting = 110 tendon
Jumlah tendon hasil perhitungan yang melebihi tendon eksisting dapat disebabkan
karena perbedaan penggunaan jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo Perhitungan yang
dilakukan menggunakan semua kemungkinan kombinasi baik dalam arah
longitudinal maupun transversal jembatan (sub bab input pembebanan) Selain itu
dapat juga dikarenakan perbedaan dalam pemodelan panjang girder yang
menyebabkan terjadinya kelebihan momen
Tendon pada pier head
Data Tendon
D tendon = 06 inchi = 1524 mm = 0015 m
Ast = 1387 mm2 = 00001387 m
2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Pier Head
Ag (Ax) = 128765 m2
Iz = 6967 m4
yt = 139 m
yb = 123 m
et pada momen maksimal = 04396 m
et pada penampang kritis = 0702 m
-Menghitung P menggunakan Momen Pada Penampang Kritis (Mcr)
M berat sendiri = 41612388 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 7073499kN-m
M beban hidup = 14947156 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 63633043 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
63633043 x 139
3000
1
12875
0702 x 139
6967 = 40860556 kN
P1= Ast x x f u
= 00001387 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl =154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=
40860556 kN
154789 kN= 264 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
34
Berdasarkan jumlah tendon eksisting yang melebihi tendon yang diperlukan
dapat diasumsikan bahwa pier head tersebut tidak didesain menggunakan momen
pada penampang kritis (Mcr) Pada saat dibebani retak terjadi pada perubahan
geometri atau pada penampang kritis sehingga pada umumnya desain cukup
menggunakan Mcr yang nilainya lebih kecil daripada momen maksimal
-Menghitung P menggunakan Momen Maksimal (Mmax)
M berat sendiri = 57265256 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 8941951kN-m
M beban hidup = 20374506 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 86581713 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
865817123 x 139
6967 3000
1
12875
x 139
6967 = 86320521 kN
P1= 154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=86320521 kN
154789 kN= 558 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
Dengan menggunakan momen maksimum yang terjadi pada pier head hasil
perhitungan jumlah tendon yang diperlukan mendekati jumlah tendon eksisting
sehingga dapat diasumsikan struktur tersebut didesain menggunakan momen
maksimum Penggunaan momen maksimum yang terjadi menyebabkan
penambahan jumlah tendon dalam desain
Jumlah tendon eksisting Jumlah tendon yang diperlukan OK
Perhitungan Tulangan
Slab
-Tulangan Lentur Positif
Momen di lapangan Mu pada slab = 10333 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d = ndash drsquo= 250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
10333
08=12916 kN-m
Faktor tahanan momen = Mnx10
6
bd2 =
12916 x106
1000 x 2102= 2929
35
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2929
085 x 30 = 00079
ρmin
= 25 x 14
fy= 25 x
14
390= 0000897
Digunakan = 00079 sehingga
As= ρ b d = 00079 x 1000 mm x 210 mm = 167983 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 167983 mm2
= 1687 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
-Tulangan Lentur Negatif
Momen di tumpuan Mu pada slab = 9504 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d ndash drsquo=250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
9504
08=1188 kN-m
Faktor tahanan momen Rn=Mnx10
6
bd2 =
1188 x106
1000 x 2102= 2694
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2694
085 x 30 = 00073
ρmin
= 25 x 14
fy=25 x
14
390= 0000897
Digunakan ρ = 00073 sehingga
As= ρ b d = 00073 x 1000 mm x 210 mm =153652 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
36
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 153652 mm2
= 18443 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
- Tulangan Geser
Gaya geser Vu pada slab = 35306 kN
Kuat geser nominal yang disumbangkan oleh slab
c=
(
radicf
rsquoc
6
)
bwd =(radic30
6) 1000 x 210 = 19170289 kN
Vc = 06 x = 11502174 kN
u c tidak dibutuhkan tulangan geser
Girder
-Tulangan Lentur
Mu = 24895989 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 13 mm dengan jumlah 8 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 8 =
1
4 314 13
2 x 8 = 106132 mm2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan
(16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fcrsquo
d
dp ω- ωrsquo ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
10857 mm2
fps = 1860 (1 04
077 [00091
1860
40 2050
1800 (00414 00335 ])
= 18599 MPa
Menghitung lebar efektif Be
Diketahui tebal slab ho = 25 cm
Lebar efektif diambil nilai terkecil dari L
4 =
3575 m
4= 894 m
Jarak antar girder s = 3567 m
12 = 12 x 025 = 3 m Diambil Be = 3 m
Eslab = 2574296 MPa
Egirder = 2972541 MPa
n = Eslab
Egirder
= 2574296 MPa
2972541 MPa= 087
Sehingga Be = n x 3 m = 087 x 3 m = 261 m = 2610 mm
37
h = h girder + h slab = 250 + 1850 = 2100 mm
tebal selimut beton drsquo = 50 mm
d = h ndash drsquo
= 2100 mm ndash 50 mm = 2050 mm
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
Aps fps As fy = 085 fcrsquoab
10857 mm2
x 18599 MPa+106132 mm2 x 390 MPa = 085 x 40 MPa x a x
2610 mm
a = 23223 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16)
dengan nilai = 08 adalah sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d-a
2) As fy (d-
a
2)+
= 08 x 10857 mm2 x 18599 MPa (2050 mm-
23223 mm
2) +
106132 mm2
x 390 MPa (2050 mm-23223 mm
2)
= 31242337 kN-m + 640371 kN-m
= 31882709 kN-m
Mn = 31882709 kN-m gt Mu = 24720615 kN-m (OK memenuhi syarat)
Cara yang telah dijabarkan diatas merupakan cara mendesain kekuatan
lentur balok prategang dengan pendekatan trial and error diameter tulangan dan
jumlah tulangan dalam Nawy (2001) Dengan menggunakan pendekatan tersebut
terlebih dahulu dilakukan pemeriksaan terhadap tulangan eksisting menggunakan
data sekunder Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa kapasitas momen
nominal yang disumbangkan oleh tendon Mn tendon lebih besar daripada
momen ultimit yang terjadi Mu akibat pembebanan sehingga momen cukup
ditahan oleh tendon (tidak dibutuhkan tulangan lentur) Tulangan eksisting yang
digunakan merupakan tulangan susut yang berfungsi mencegah terjadinya retak
pada beton
tulangan susut = 00018 x luas penampang girder Ag
= 00018 x 11915 m2
= 00021447 m
2
Digunakan D-13 sehingga = 21447 mm2
1
4 d
2=
21447 m2
1
4 13
2= 16 lt n eksisting = 40
Menurut SNI 03-2847-2002 tentang Tata Cara Perhitungan Struktur Beton
untuk Bangunan Gedung jumlah tulangan susut dan suhu harus dipasang dengan
jarak tidak lebih dari lima kali tebal plat atau 450 mm Jarak maksimum antara
tulangan susut eksisting = 330 mm (lt 450 mm) sehingga tulangan tersebut dari
segi jumlah dan jarak antar tulangan memenuhi syarat
-Tulangan Geser
Girder di tumpuan
Ag = 2682500 mm2
h = 1850 mm
d = h-drsquo= 1850 mm ndash 50 mm = 1800 mm
bw = 1000 mm
38
Gaya geser di tumpuan = 300256 kN dan gaya aksial = 420053 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 420053
14 x 2682500 mm2 ) (
radic40
6) 1000 mm x 1800 mm
= 2109587 kN
c = 06 x 2109587 kN = 1265752 kN u = n
= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit
yang terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (300256 kN ndash (06 x 2109587 kN))06 = 2894674 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av = 2894674 x 103
390 MPa x 1800 mm
mm
= 515433 mm2
Digunakan D-22 sehingga n= Av
1
4 D2
= mm2
1
4 22
2=136 2 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 7 OK
Girder di lapangan
Ag = 1191500 mm2
h = 1850 mm
tulangan utama dan tulangan geser = D 13
d = h - drsquo- 13 - 05 x 13 = 17805 mm
= 1850 ndash 50 ndash 13 ndash (05 x 13) = 17805 mm
bw = 600 mm
Gaya geser di lapangan =193044 kN dan gaya aksial = 274113 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 274113
14 x 1191500 mm2 ) (
radic40
6) 600 mm x 17805 mm
= 1311133 kN
c= 06 x 1311133 kN = 78668 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang
terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
39
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (193044 kN ndash (06 x 1311133 kN))06 = 1906273 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av= 1906273 kN x 10
3
390 MPa x 17805 mm
150 mm
= 411784 mm2
Digunakan D-13 sehingga n= Av
1
4 D2
= 411784 mm2
1
4 13
2= 3103 4 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 4 OK
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 5215433 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Girder dianggap sebagai penampang berongga dinding tipis sehingga besar
modulus puntir = 2 Ambw dimana adalah girder
Jt = 2 x 1191500 mm2 x 2610 mm
= 6219630000 mm3
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 6219630000 (03 radic )radic1 10 1034
= 190101E+11 N-mm = 19010103 kN-m
Tc = 06 x 19010103 kN-m = 11406062 kN-m
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa nilai lebih besar dari sehingga
beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan torsi)
Pier Head
-Tulangan Lentur
Mu = 93134113 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 19 mm dengan jumlah 32 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 25=
1
4 314 x19
2 x 32 = 906832 mm
2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan (16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
Aps = 79059 mm2
fps = 1860 (1 04
081 [00061
1860
35 2520
1670 (00131 00196 ])
588537 MPa
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
40
Aps fps As fy= 085 fc ab
79059 mm2 x 588537 MPa + 906832mm
2 x 390 MPa = 085 x 35 MPa x a x
4500 mm
a = 373974 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16) dengan nilai
= 08 dapat dijabarkan sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d -a
2) As fy (d -
a
2)+
= 08 x 79059 mm2 x 588537 MPa (2520 mm-
373974 mm
2) +
906832 mm2 x 390 MPa (2520 mm-
373974 mm
2)
= 86842499 kN-m + 66008303 kN-m
= 108290509 kN-m
Mn = 93443330 kN-m gt Mu = 93134113 kN-m (OK memenuhi syarat)
-Tulangan Geser
Ag = 12876500 mm2
h = 2620 mm
d = h - d = 2620 mm ndash 100 mm = 2520 mm
= 4500 mm
Gaya geser u di tumpuan = 2011783 kN dan gaya aksial = 241249 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicf c
6) bwd
= (1 241249 kN
14 x 12876500 mm2 ) (
radic35
6) 4500 mm x 2520 mm
= 1118154 kN
c = 06 x 1118154 kN = 6708924 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa tahanan geser yang disumbangkan
oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang terjadi
sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (2011783 kN ndash 6708924 kN)06 = 1676113 kN
s = Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan
Av= s
fy x d
s
Av= 1676113 kN x 10
3
390 MPa x 2520 mm
125 mm
= 2131808 mm2
Digunakan D-16 sehingga n= Av
1
4 D2
= 2131808 mm2
1
4 16
2=106 11 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 8-D16 dan 2-D25 OK
41
Selisih jumlah tulangan D-16 antara hasil perhitungan dengan eksisting sebanyak
3 tulangan telah ditutupi dengan penggunaan 2 tulangan D-25 pada eksisting
sehingga tulangan tersebut dikatakan memenuhi syarat
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 1617885 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Untuk penampang segiempat masif modulus puntir Jt= 04x2y
Jt = 04 x 45002 mm x 2620 mm
= 21222 x 106 Nmm = 21222 kN-m
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 21222 x 106 Nmm (03 radic35 MPa)radic1
10 x 1034 MPa
35
= 6485 x 1011
N-mm = 648487513 kN-m
Tc= 06 x 648487513 kN-m = 389092507 kN-m
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa nilai Tc lebih besar dari Tu
sehingga beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan
torsi)
Pemeriksaan Kolom
Struktur kolom tidak hanya menerima beban aksial vertikal tetapi juga
momen lentur sehingga analisis kolom diperhitungkan untuk menyangga beban
aksial desak dengan eksentrisitas tertentu (Nasution 2009) Pada penelitian ini
analisis kolom dilakukan menggunakan program PCA Col untuk memeriksa
kapasitas tulangan eksisting terhadap beban yang bekerja pada struktur Beban
aksial dan momen yang diinputkan diperoleh dari program CSI Bridge Analisis
kolom dilakukan pada pier segmen 1 dan pier segmen 2 yang masing-masing
memiliki dimensi dan susunan tulangan yang berbeda
Gambar 30 Pemodelan Pier
Pier Segmen 1
Pier
Segmen 2
42
Pier Segmen 1
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1 dimana
aksial (P) maksimum 4181749 kN yang menghasilkan M33 sebesar 920863 kN-m
dan M22 sebesar 796380 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu M33 maksimum
sebesar 1862805 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar 218102 kN- m dan aksial
(P) sebesar 4326789 kN
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1
Dari data yang telah diinputkan diperoleh diagram interaksi seperti pada
Gambar 30 Terlihat baik pada kombinasi 1 dan 2 beban masih berada di area
tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan bahwa kombinasi pembebanan
mampu ditahan oleh pier sehingga pier dikatakan aman terhadap beban yang
bekerja
Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1
43
Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2
Pier Segmen 2
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1
dimana aksial (P) maksimum 629513 kN yang menghasilkan M33 sebesar
38634 kN-m dan M22 sebesar 74265 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu
M33 maksimum sebesar 248387 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar
73617 kN-m dan aksial (P) sebesar 721377 kN
Berdasarkan data yang inputkan diperoleh diagram interaksi pier untuk pier
segmen 2 sebagai berikut
Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
24
Besarnya nilai beban-beban yang terjadi dapat dijabarkan dalam contoh
perhitungan sebagai berikut
1 Berat sendiri
PCU-Girder dan Slab
wc girder = 25 kNm3
wc slab = wc pier = 24 kNm3
Luas (A) girder = A satu girder x jumlah girder = 11915 m2 x 9 = 107235 m
2
A slab = tebal slab x lebar total jembatan = 025 m x (18 m+145 m) = 8125 m2
Berat girder = A girder x panjang total jembatan x wc girder
= 107235 m2 x 10725 m x 25 kNm
3
= 2875238 kN
Berat slab = A slab x panjang total jembatan x wc slab
= 10723 m2 x 10725 m x 24 kNm
3
= 2091375 kN
Pier
A pier segmen 1 = 2 m x 45 m = 9 m2
A pier segmen 2 = 20565 m2
Panjang pier segmen 1 = 7088 m
Panjang pier segmen 2 = 17147 m
Berat pier segmen 1 = A pier x panjang pier x wc pier
= 9 m2 x 7088 m x 24 kNm
3 = 153103 kN
Berat pier segmen 2 = A pier x panjang pier x wc pier
= 20565 m2 x 17147 m x 24 kNm
3
= 8463073 kN
Berat pier = 153103 kN + 8463073 kN = 9994103 kN
Total berat sendiri = Berat girder + slab + pier
= 2875238 kN + 2091375 kN + 9994103 kN
= 5966023 kN
2 Beban Mati Tambahan
Aspal
wc aspal = 22 kNm3
Tebal aspal = 75 cm
Perhitungan beban mati tambahan dengan menggunakan persamaan (1)
dapat dijabarkan sebagai berikut
Berat aspal = wcLA
= 22 kNm3 x 10725 m x (325 m x 0075 m)
= 5751281 kN
Parapet
wc parapet = 24 kNm3
A parapet = 0526 m2
Berat parapet = wcLA
= 24 kNm3 x 10725 m x 0526 m
2
= 1353924 kN
Total beban mati tambahan = berat aspal + parapet
= 5751281 kN + 1353924 kN
= 7105205 kN
25
3 Beban Lajur D
Beban Terbagi Rata (BTR)
Terdiri dari 7 kombinasi arah longitudinal dengan jumlah lajur
jembatan ruas kiri = 4 lajur dan jembatan ruas kanan = 5 lajur
Total kombinasi arah longitudinal
Jembatan Kiri = 7 x 4 = 28 kombinasi
Jembatan Kanan = 7 x 5 = 35 kombinasi
Terdiri dari 3 kombinasi dalam arah transversal dengan jarak dan
intensitas beban sebagai berikut
Jembatan Kiri
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 28 x 3
= 84 kombinasi
Jembatan Kanan
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 35 x 3
= 105 kombinasi
Nilai q dihitung menggunakan persamaan (3) untuk panjang 1 bentang gt 30 m
dimana panjang 1 span fly over = 3575 m
Contoh perhitungan nilai q sebagai berikut
q = 90 (05 15
3575 ) = 828 kPa
Gambar 20 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kiri
Gambar 21 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kanan
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
100 50
Keterangan
Keterangan
100 50
11 m 2 m 1 m 11 m 1 m 2 m 11 m
1375 m 275 m 1375 m 1375 m 1375 m 275 m 1375 m
26
Tabel 8 Kombinasi Beban ldquoDrdquo Arah Longitudinal Jembatan
Nama Span yang Dibebani Total Panjang
q (kNm2)
Kombinasi Span
1
Span
2
Span
3 Dibebani (m)
1 3575 828
2 3575 828
3 3575 828
4 715 639
5 715 639
6
7
715
10725
639
576
BTR diinputkan dalam bentuk beban garis sehingga nilai q (kNm2) dikalikan
lebar lajur yang dibebani (m)
Beban Garis Terpusat (BGT)
BGT diinputkan dalam bentuk beban titik pada program CSI Bridge sehingga nilai
intensitas p dikalikan dengan lebar lajur yang dibebani (m)
Beban garis = intensitas p x lebar lajur
= 49 kNm x 35 m
= 1715 kN
Dalam input BGT pada program digunakan faktor beban dinamis
senilai 14
4 Beban Truk ldquoTrdquo
Kendaraan truk yang digunakan adalah truk dengan berat 50 ton
Gambar 22 Input Beban Truk ldquoTrdquo
5 Gaya Rem
Gaya rem diinputkan sebagai beban titik dengan nilai sebagai berikut
Jembatan Kiri
Gaya rem per pier = nilai q terbesar x lebar lajur x panjang 1 span
jembatan x 5
27
= 9 kN
m2 x 145 m x 3575 m x 5
2 = 11663 kN
Jembatan Kanan
Gaya rem per pier = 9 kN
m2 x 18 m x 3575 m x 5
2 = 14479 kN
6 Pengaruh Temperatur
Gambar 23 Input Pengaruh Temperatur
7 Beban Angin
Diketahui
Cw = 125 (Tabel 3)
Vw = 35 ms (Tabel 2)
Ab = 198413 m2
Dengan menggunakan persamaan (4)
TE = 00006 Cw w 2Ab
= 00006 x 125 x 352 x 198413
= 18229 kN
TEW per pier = 18229 kN
4= 45573 kN
8 Tumbukan
100 kN
1
00
F
x
10o
Gambar 24 Proyeksi Tumbukan pada Pier Terhadap Sumbu X dan Sumbu Y
Fx
Fy
28
Tumbukan pada pier diinputkan sebagai beban titik dengan perhitungan sebagai
berikut
Fx = 100 kN x sin 100
= 17365 kN
Fy = 100 kN x cos 100
= 98481 kN
9 Beban Gempa
Pada penelitian ini analisis gempa dinamis dilakukan menggunakan grafik
respon spektrum Dalam pembuatan respon spektrum terlebih dahulu dilakukan
klasifikasi site (jenis tanah) lokasi yang ditinjau berdasarkan hasil penyelidikan
tanah (bore log) Dari data bore log dapat dihitung nilai rata-rata hasil uji
penetrasi standar (SPT) menggunakan persamaan (5) dengan hasil yang tertera
pada tabel berikut ini
Tabel 9 Perhitungan Nilai
Lapisan Kedalaman NSPT Tebal
(TebalSPT)
0 000 0 000 0000
1 330 2 330 1650
2 524 2 194 0971
3 723 2 198 0992
4 924 2 202 1009
5 1130 2 206 1028
6 1323 2 193 0963
7 1530 5 207 0415
8 1730 6 200 0333
9 1930 4 200 0500
10 2130 9 200 0222
11 2330 19 200 0105
12 2507 50 177 0035
13 2626 50 118 0024
14 2725 50 099 0020
15 2822 50 097 0019
16 2921 50 099 0020
17 3006 50 086 0017
3006 8324 3612
Diperoleh = 3612 dimana Σ Tebal Σ SPTfrasl yang menunjukkan bahwa jenis
tanah wilayah Tanjung Priok termasuk kelas situs E yaitu jenis tanah lunak
(Tabel 4) Selanjutnya dihitung nilai akselerasi respons spektra puncak untuk
periode pendek dan periode 1 detik dan desain akselerasi respon spektra
29
Gambar 25 (a) Peta Percepatan Puncak (PGA) wilayah Jakarta
(b) Peta Respon Spektra 02 detik (Ss) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
(c) Peta Respon Spektra 1 detik (S1) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
PGA (Peak Ground Acceleration) merupakan percepatan maksimum yang
menunjukkan intensitas daripada pergerakan lapisan tanah Berdasarkan Gambar 8
dapat diketahui bahwa wilayah yang ditinjau (Tanjung Priok Jakarta Utara)
memiliki nilai PGA 03 ndash 04 g Pendekatan angka menggunakan skala batas atas
dari nilai yang diketahui sehingga diambil nilai 04 g Wilayah Jakarta terdapat
pada zona dengan nilai respon spektra 02 detik probabilitas terlampaui 2 dalam
50 tahun (Ss) = 07 g dan nilai respon spektra 1 detik probabilitas terlampaui 2
dalam 50 tahun (S1 ) = 03 g Kemudian dengan interpolasi nilai Ss dan S1
menggunakan Tabel 5 amp 6 untuk tanah kelas E diperoleh nilai Fa dan Fv berturut-
turut sebesar 13 dan 28
Akselerasi respons spektra puncak periode pendek (SMS) dapat dihitung
dengan persamaan (6) sehingga SMS = 13 x 07 = 091 Akselerasi respons
spektra puncak periode 1 detik (SM1) dapat dihitung dengan persamaan (7)
sehingga SM1 = 28 x 03 = 084 Selanjutnya desain parameter akselerasi respon
spektra periode pendek dapat dihitung dengan persamaan (8) sehingga SDS =
091 = 07963 dan nilai desain parameter respon spektra periode 1 detik dapat
dihitung dengan persamaan (9) sehingga SD1 =
084 = 07350 Faktor
diperoleh dari konversi penggunaan peta gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
karena struktur yang ditinjau merupakan jembatan khusus dengan umur rencana
100 tahun Nilai Sa dihitung menggunakan persamaan 10-13 yang hasilnya
disajikan pada Tabel 10 Nilai T dan Sa diplot membentuk grafik respon spektrum
untuk analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
CSI Bridge
30
Tabel 10 Akselerasi Spektrum Gempa Wilayah Jakarta
T (det) Sa T (det) Sa
00000 03185 2 03675
01846 07963 21 03500
09231 07963 22 03341
1 07350 23 03196
11 06682 24 03063
12 06125 25 02940
13 05654 26 02827
14 05250 27 02722
15 04900 28 02625
16 04594 29 02534
17 04324 3 02450
18 04083 31 02371
19 03868 32 02297
Gambar 26 Grafik Respon Spektrum Wilayah
Jakarta Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010
Hasil Gaya Dalam (Internal Force)
a) Berat Sendiri
Kontrol perhitungan manual
Diketahui
Ag satu girder = 11915 m2
frsquoc girder = 40 MPa
wc girder = 25 kNm3
Tebal slab = 25 cm
frsquoc slab = 30 MPa
wc slab = 24 kNm3
Perhitungan
q slab = tebal slab x spasi antar girder x wc slab
= 025 m x 3567 m x 24 kNm3
= 21402 kNm
q girder = Ag girder x wc girder
= 11915 m2 x 25 kNm
3
= 29788 kNm
M girder = 1
8 q L2
= 1
8 29788 kN mfrasl 35
2 m
= 456129 kN-m
M slab = 1
8 q L2
= 1
8 21402 kN mfrasl 35
2 m
= 327718 kN-m
M girder + M slab = 456129 + 327718 = 783847 kN-m
31
Perhitungan momen secara manual dibandingkan dengan hasil yang ditampilkan
pada program CSI Bridge
Gambar 27 Hasil Momen Akibat Berat Sendiri pada Jembatan
Jembatan kiri terdapat 4 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 4 = 3135388 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min+M max = 28019386 kN-m + 7949228 kN-m
= 28814308 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
Jembatan kanan terdapat 5 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 5 = 3919235 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min + M max = 3494893 kN-m + 9915171 kN-m
= 35940447 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
b) Ultimate Limit States (ULS)
Kombinasi pembebanan yang menghasilkan gaya dalam maksimum
sepanjang jembatan adalah kombinasi ULS-5I (Tabel 7)
Gambar 28 Hasil Gaya Dalam Akibat Kombinasi Pembebanan ULS 5-I
32
c) Kontrol Lendutan
Lendutan maksimum yang diizinkan adalah L
800 =
35750 mm
800 = 4469 mm
sedangkan lendutan yang terjadi pada fly over dari program CSI Bridge
adalah 213 mm sehingga struktur dikatakan aman
Perhitungan Tendon
Dalam perhitungan tendon dan tulangan digunakan momen maksimal yang
terjadi pada penampang yang ditinjau
Tendon pada girder
Data Tendon
D tendon = 05 inchi = 127 mm = 00127 m
Ast = 987 mm2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Girder
Ag (Ax) = 11915 m2
Iz = 04204 m4
yt = 097 m
yb = 088 m
eb = 058 m
-Menghitung gaya prategang P
M berat sendiri = 801826 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 188156 kN-m
M beban hidup = 510983 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 1500965 kN-m
P2=
MybIz
-σb
1
Ax
ebybIz
P2=
150096 x 088
04204 3000
1
11915
058 x 088
04204 = 1384018 kN
Gambar 29 Deformasi yang Terjadi pada Struktur Akibat Beban Hidup
33
P1= Ast x x f u
= 00000987 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl = 110149 kN
Jumlah tendon yang diperlukan= P2
P1= 1384018 kN
110149 kN=125 tendon
Jumlah tendon eksisting = 110 tendon
Jumlah tendon hasil perhitungan yang melebihi tendon eksisting dapat disebabkan
karena perbedaan penggunaan jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo Perhitungan yang
dilakukan menggunakan semua kemungkinan kombinasi baik dalam arah
longitudinal maupun transversal jembatan (sub bab input pembebanan) Selain itu
dapat juga dikarenakan perbedaan dalam pemodelan panjang girder yang
menyebabkan terjadinya kelebihan momen
Tendon pada pier head
Data Tendon
D tendon = 06 inchi = 1524 mm = 0015 m
Ast = 1387 mm2 = 00001387 m
2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Pier Head
Ag (Ax) = 128765 m2
Iz = 6967 m4
yt = 139 m
yb = 123 m
et pada momen maksimal = 04396 m
et pada penampang kritis = 0702 m
-Menghitung P menggunakan Momen Pada Penampang Kritis (Mcr)
M berat sendiri = 41612388 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 7073499kN-m
M beban hidup = 14947156 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 63633043 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
63633043 x 139
3000
1
12875
0702 x 139
6967 = 40860556 kN
P1= Ast x x f u
= 00001387 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl =154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=
40860556 kN
154789 kN= 264 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
34
Berdasarkan jumlah tendon eksisting yang melebihi tendon yang diperlukan
dapat diasumsikan bahwa pier head tersebut tidak didesain menggunakan momen
pada penampang kritis (Mcr) Pada saat dibebani retak terjadi pada perubahan
geometri atau pada penampang kritis sehingga pada umumnya desain cukup
menggunakan Mcr yang nilainya lebih kecil daripada momen maksimal
-Menghitung P menggunakan Momen Maksimal (Mmax)
M berat sendiri = 57265256 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 8941951kN-m
M beban hidup = 20374506 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 86581713 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
865817123 x 139
6967 3000
1
12875
x 139
6967 = 86320521 kN
P1= 154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=86320521 kN
154789 kN= 558 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
Dengan menggunakan momen maksimum yang terjadi pada pier head hasil
perhitungan jumlah tendon yang diperlukan mendekati jumlah tendon eksisting
sehingga dapat diasumsikan struktur tersebut didesain menggunakan momen
maksimum Penggunaan momen maksimum yang terjadi menyebabkan
penambahan jumlah tendon dalam desain
Jumlah tendon eksisting Jumlah tendon yang diperlukan OK
Perhitungan Tulangan
Slab
-Tulangan Lentur Positif
Momen di lapangan Mu pada slab = 10333 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d = ndash drsquo= 250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
10333
08=12916 kN-m
Faktor tahanan momen = Mnx10
6
bd2 =
12916 x106
1000 x 2102= 2929
35
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2929
085 x 30 = 00079
ρmin
= 25 x 14
fy= 25 x
14
390= 0000897
Digunakan = 00079 sehingga
As= ρ b d = 00079 x 1000 mm x 210 mm = 167983 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 167983 mm2
= 1687 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
-Tulangan Lentur Negatif
Momen di tumpuan Mu pada slab = 9504 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d ndash drsquo=250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
9504
08=1188 kN-m
Faktor tahanan momen Rn=Mnx10
6
bd2 =
1188 x106
1000 x 2102= 2694
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2694
085 x 30 = 00073
ρmin
= 25 x 14
fy=25 x
14
390= 0000897
Digunakan ρ = 00073 sehingga
As= ρ b d = 00073 x 1000 mm x 210 mm =153652 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
36
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 153652 mm2
= 18443 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
- Tulangan Geser
Gaya geser Vu pada slab = 35306 kN
Kuat geser nominal yang disumbangkan oleh slab
c=
(
radicf
rsquoc
6
)
bwd =(radic30
6) 1000 x 210 = 19170289 kN
Vc = 06 x = 11502174 kN
u c tidak dibutuhkan tulangan geser
Girder
-Tulangan Lentur
Mu = 24895989 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 13 mm dengan jumlah 8 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 8 =
1
4 314 13
2 x 8 = 106132 mm2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan
(16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fcrsquo
d
dp ω- ωrsquo ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
10857 mm2
fps = 1860 (1 04
077 [00091
1860
40 2050
1800 (00414 00335 ])
= 18599 MPa
Menghitung lebar efektif Be
Diketahui tebal slab ho = 25 cm
Lebar efektif diambil nilai terkecil dari L
4 =
3575 m
4= 894 m
Jarak antar girder s = 3567 m
12 = 12 x 025 = 3 m Diambil Be = 3 m
Eslab = 2574296 MPa
Egirder = 2972541 MPa
n = Eslab
Egirder
= 2574296 MPa
2972541 MPa= 087
Sehingga Be = n x 3 m = 087 x 3 m = 261 m = 2610 mm
37
h = h girder + h slab = 250 + 1850 = 2100 mm
tebal selimut beton drsquo = 50 mm
d = h ndash drsquo
= 2100 mm ndash 50 mm = 2050 mm
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
Aps fps As fy = 085 fcrsquoab
10857 mm2
x 18599 MPa+106132 mm2 x 390 MPa = 085 x 40 MPa x a x
2610 mm
a = 23223 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16)
dengan nilai = 08 adalah sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d-a
2) As fy (d-
a
2)+
= 08 x 10857 mm2 x 18599 MPa (2050 mm-
23223 mm
2) +
106132 mm2
x 390 MPa (2050 mm-23223 mm
2)
= 31242337 kN-m + 640371 kN-m
= 31882709 kN-m
Mn = 31882709 kN-m gt Mu = 24720615 kN-m (OK memenuhi syarat)
Cara yang telah dijabarkan diatas merupakan cara mendesain kekuatan
lentur balok prategang dengan pendekatan trial and error diameter tulangan dan
jumlah tulangan dalam Nawy (2001) Dengan menggunakan pendekatan tersebut
terlebih dahulu dilakukan pemeriksaan terhadap tulangan eksisting menggunakan
data sekunder Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa kapasitas momen
nominal yang disumbangkan oleh tendon Mn tendon lebih besar daripada
momen ultimit yang terjadi Mu akibat pembebanan sehingga momen cukup
ditahan oleh tendon (tidak dibutuhkan tulangan lentur) Tulangan eksisting yang
digunakan merupakan tulangan susut yang berfungsi mencegah terjadinya retak
pada beton
tulangan susut = 00018 x luas penampang girder Ag
= 00018 x 11915 m2
= 00021447 m
2
Digunakan D-13 sehingga = 21447 mm2
1
4 d
2=
21447 m2
1
4 13
2= 16 lt n eksisting = 40
Menurut SNI 03-2847-2002 tentang Tata Cara Perhitungan Struktur Beton
untuk Bangunan Gedung jumlah tulangan susut dan suhu harus dipasang dengan
jarak tidak lebih dari lima kali tebal plat atau 450 mm Jarak maksimum antara
tulangan susut eksisting = 330 mm (lt 450 mm) sehingga tulangan tersebut dari
segi jumlah dan jarak antar tulangan memenuhi syarat
-Tulangan Geser
Girder di tumpuan
Ag = 2682500 mm2
h = 1850 mm
d = h-drsquo= 1850 mm ndash 50 mm = 1800 mm
bw = 1000 mm
38
Gaya geser di tumpuan = 300256 kN dan gaya aksial = 420053 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 420053
14 x 2682500 mm2 ) (
radic40
6) 1000 mm x 1800 mm
= 2109587 kN
c = 06 x 2109587 kN = 1265752 kN u = n
= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit
yang terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (300256 kN ndash (06 x 2109587 kN))06 = 2894674 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av = 2894674 x 103
390 MPa x 1800 mm
mm
= 515433 mm2
Digunakan D-22 sehingga n= Av
1
4 D2
= mm2
1
4 22
2=136 2 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 7 OK
Girder di lapangan
Ag = 1191500 mm2
h = 1850 mm
tulangan utama dan tulangan geser = D 13
d = h - drsquo- 13 - 05 x 13 = 17805 mm
= 1850 ndash 50 ndash 13 ndash (05 x 13) = 17805 mm
bw = 600 mm
Gaya geser di lapangan =193044 kN dan gaya aksial = 274113 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 274113
14 x 1191500 mm2 ) (
radic40
6) 600 mm x 17805 mm
= 1311133 kN
c= 06 x 1311133 kN = 78668 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang
terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
39
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (193044 kN ndash (06 x 1311133 kN))06 = 1906273 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av= 1906273 kN x 10
3
390 MPa x 17805 mm
150 mm
= 411784 mm2
Digunakan D-13 sehingga n= Av
1
4 D2
= 411784 mm2
1
4 13
2= 3103 4 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 4 OK
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 5215433 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Girder dianggap sebagai penampang berongga dinding tipis sehingga besar
modulus puntir = 2 Ambw dimana adalah girder
Jt = 2 x 1191500 mm2 x 2610 mm
= 6219630000 mm3
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 6219630000 (03 radic )radic1 10 1034
= 190101E+11 N-mm = 19010103 kN-m
Tc = 06 x 19010103 kN-m = 11406062 kN-m
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa nilai lebih besar dari sehingga
beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan torsi)
Pier Head
-Tulangan Lentur
Mu = 93134113 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 19 mm dengan jumlah 32 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 25=
1
4 314 x19
2 x 32 = 906832 mm
2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan (16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
Aps = 79059 mm2
fps = 1860 (1 04
081 [00061
1860
35 2520
1670 (00131 00196 ])
588537 MPa
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
40
Aps fps As fy= 085 fc ab
79059 mm2 x 588537 MPa + 906832mm
2 x 390 MPa = 085 x 35 MPa x a x
4500 mm
a = 373974 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16) dengan nilai
= 08 dapat dijabarkan sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d -a
2) As fy (d -
a
2)+
= 08 x 79059 mm2 x 588537 MPa (2520 mm-
373974 mm
2) +
906832 mm2 x 390 MPa (2520 mm-
373974 mm
2)
= 86842499 kN-m + 66008303 kN-m
= 108290509 kN-m
Mn = 93443330 kN-m gt Mu = 93134113 kN-m (OK memenuhi syarat)
-Tulangan Geser
Ag = 12876500 mm2
h = 2620 mm
d = h - d = 2620 mm ndash 100 mm = 2520 mm
= 4500 mm
Gaya geser u di tumpuan = 2011783 kN dan gaya aksial = 241249 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicf c
6) bwd
= (1 241249 kN
14 x 12876500 mm2 ) (
radic35
6) 4500 mm x 2520 mm
= 1118154 kN
c = 06 x 1118154 kN = 6708924 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa tahanan geser yang disumbangkan
oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang terjadi
sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (2011783 kN ndash 6708924 kN)06 = 1676113 kN
s = Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan
Av= s
fy x d
s
Av= 1676113 kN x 10
3
390 MPa x 2520 mm
125 mm
= 2131808 mm2
Digunakan D-16 sehingga n= Av
1
4 D2
= 2131808 mm2
1
4 16
2=106 11 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 8-D16 dan 2-D25 OK
41
Selisih jumlah tulangan D-16 antara hasil perhitungan dengan eksisting sebanyak
3 tulangan telah ditutupi dengan penggunaan 2 tulangan D-25 pada eksisting
sehingga tulangan tersebut dikatakan memenuhi syarat
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 1617885 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Untuk penampang segiempat masif modulus puntir Jt= 04x2y
Jt = 04 x 45002 mm x 2620 mm
= 21222 x 106 Nmm = 21222 kN-m
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 21222 x 106 Nmm (03 radic35 MPa)radic1
10 x 1034 MPa
35
= 6485 x 1011
N-mm = 648487513 kN-m
Tc= 06 x 648487513 kN-m = 389092507 kN-m
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa nilai Tc lebih besar dari Tu
sehingga beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan
torsi)
Pemeriksaan Kolom
Struktur kolom tidak hanya menerima beban aksial vertikal tetapi juga
momen lentur sehingga analisis kolom diperhitungkan untuk menyangga beban
aksial desak dengan eksentrisitas tertentu (Nasution 2009) Pada penelitian ini
analisis kolom dilakukan menggunakan program PCA Col untuk memeriksa
kapasitas tulangan eksisting terhadap beban yang bekerja pada struktur Beban
aksial dan momen yang diinputkan diperoleh dari program CSI Bridge Analisis
kolom dilakukan pada pier segmen 1 dan pier segmen 2 yang masing-masing
memiliki dimensi dan susunan tulangan yang berbeda
Gambar 30 Pemodelan Pier
Pier Segmen 1
Pier
Segmen 2
42
Pier Segmen 1
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1 dimana
aksial (P) maksimum 4181749 kN yang menghasilkan M33 sebesar 920863 kN-m
dan M22 sebesar 796380 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu M33 maksimum
sebesar 1862805 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar 218102 kN- m dan aksial
(P) sebesar 4326789 kN
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1
Dari data yang telah diinputkan diperoleh diagram interaksi seperti pada
Gambar 30 Terlihat baik pada kombinasi 1 dan 2 beban masih berada di area
tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan bahwa kombinasi pembebanan
mampu ditahan oleh pier sehingga pier dikatakan aman terhadap beban yang
bekerja
Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1
43
Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2
Pier Segmen 2
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1
dimana aksial (P) maksimum 629513 kN yang menghasilkan M33 sebesar
38634 kN-m dan M22 sebesar 74265 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu
M33 maksimum sebesar 248387 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar
73617 kN-m dan aksial (P) sebesar 721377 kN
Berdasarkan data yang inputkan diperoleh diagram interaksi pier untuk pier
segmen 2 sebagai berikut
Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
25
3 Beban Lajur D
Beban Terbagi Rata (BTR)
Terdiri dari 7 kombinasi arah longitudinal dengan jumlah lajur
jembatan ruas kiri = 4 lajur dan jembatan ruas kanan = 5 lajur
Total kombinasi arah longitudinal
Jembatan Kiri = 7 x 4 = 28 kombinasi
Jembatan Kanan = 7 x 5 = 35 kombinasi
Terdiri dari 3 kombinasi dalam arah transversal dengan jarak dan
intensitas beban sebagai berikut
Jembatan Kiri
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 28 x 3
= 84 kombinasi
Jembatan Kanan
Total jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo
= kombinasi longitudinal x kombinasi transversal = 35 x 3
= 105 kombinasi
Nilai q dihitung menggunakan persamaan (3) untuk panjang 1 bentang gt 30 m
dimana panjang 1 span fly over = 3575 m
Contoh perhitungan nilai q sebagai berikut
q = 90 (05 15
3575 ) = 828 kPa
Gambar 20 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kiri
Gambar 21 Distribusi Beban ldquoDrdquo Arah Transversal Jembatan Bagian Kanan
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
Tipe 1 Tipe 2 Tipe 3
100 50
Keterangan
Keterangan
100 50
11 m 2 m 1 m 11 m 1 m 2 m 11 m
1375 m 275 m 1375 m 1375 m 1375 m 275 m 1375 m
26
Tabel 8 Kombinasi Beban ldquoDrdquo Arah Longitudinal Jembatan
Nama Span yang Dibebani Total Panjang
q (kNm2)
Kombinasi Span
1
Span
2
Span
3 Dibebani (m)
1 3575 828
2 3575 828
3 3575 828
4 715 639
5 715 639
6
7
715
10725
639
576
BTR diinputkan dalam bentuk beban garis sehingga nilai q (kNm2) dikalikan
lebar lajur yang dibebani (m)
Beban Garis Terpusat (BGT)
BGT diinputkan dalam bentuk beban titik pada program CSI Bridge sehingga nilai
intensitas p dikalikan dengan lebar lajur yang dibebani (m)
Beban garis = intensitas p x lebar lajur
= 49 kNm x 35 m
= 1715 kN
Dalam input BGT pada program digunakan faktor beban dinamis
senilai 14
4 Beban Truk ldquoTrdquo
Kendaraan truk yang digunakan adalah truk dengan berat 50 ton
Gambar 22 Input Beban Truk ldquoTrdquo
5 Gaya Rem
Gaya rem diinputkan sebagai beban titik dengan nilai sebagai berikut
Jembatan Kiri
Gaya rem per pier = nilai q terbesar x lebar lajur x panjang 1 span
jembatan x 5
27
= 9 kN
m2 x 145 m x 3575 m x 5
2 = 11663 kN
Jembatan Kanan
Gaya rem per pier = 9 kN
m2 x 18 m x 3575 m x 5
2 = 14479 kN
6 Pengaruh Temperatur
Gambar 23 Input Pengaruh Temperatur
7 Beban Angin
Diketahui
Cw = 125 (Tabel 3)
Vw = 35 ms (Tabel 2)
Ab = 198413 m2
Dengan menggunakan persamaan (4)
TE = 00006 Cw w 2Ab
= 00006 x 125 x 352 x 198413
= 18229 kN
TEW per pier = 18229 kN
4= 45573 kN
8 Tumbukan
100 kN
1
00
F
x
10o
Gambar 24 Proyeksi Tumbukan pada Pier Terhadap Sumbu X dan Sumbu Y
Fx
Fy
28
Tumbukan pada pier diinputkan sebagai beban titik dengan perhitungan sebagai
berikut
Fx = 100 kN x sin 100
= 17365 kN
Fy = 100 kN x cos 100
= 98481 kN
9 Beban Gempa
Pada penelitian ini analisis gempa dinamis dilakukan menggunakan grafik
respon spektrum Dalam pembuatan respon spektrum terlebih dahulu dilakukan
klasifikasi site (jenis tanah) lokasi yang ditinjau berdasarkan hasil penyelidikan
tanah (bore log) Dari data bore log dapat dihitung nilai rata-rata hasil uji
penetrasi standar (SPT) menggunakan persamaan (5) dengan hasil yang tertera
pada tabel berikut ini
Tabel 9 Perhitungan Nilai
Lapisan Kedalaman NSPT Tebal
(TebalSPT)
0 000 0 000 0000
1 330 2 330 1650
2 524 2 194 0971
3 723 2 198 0992
4 924 2 202 1009
5 1130 2 206 1028
6 1323 2 193 0963
7 1530 5 207 0415
8 1730 6 200 0333
9 1930 4 200 0500
10 2130 9 200 0222
11 2330 19 200 0105
12 2507 50 177 0035
13 2626 50 118 0024
14 2725 50 099 0020
15 2822 50 097 0019
16 2921 50 099 0020
17 3006 50 086 0017
3006 8324 3612
Diperoleh = 3612 dimana Σ Tebal Σ SPTfrasl yang menunjukkan bahwa jenis
tanah wilayah Tanjung Priok termasuk kelas situs E yaitu jenis tanah lunak
(Tabel 4) Selanjutnya dihitung nilai akselerasi respons spektra puncak untuk
periode pendek dan periode 1 detik dan desain akselerasi respon spektra
29
Gambar 25 (a) Peta Percepatan Puncak (PGA) wilayah Jakarta
(b) Peta Respon Spektra 02 detik (Ss) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
(c) Peta Respon Spektra 1 detik (S1) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
PGA (Peak Ground Acceleration) merupakan percepatan maksimum yang
menunjukkan intensitas daripada pergerakan lapisan tanah Berdasarkan Gambar 8
dapat diketahui bahwa wilayah yang ditinjau (Tanjung Priok Jakarta Utara)
memiliki nilai PGA 03 ndash 04 g Pendekatan angka menggunakan skala batas atas
dari nilai yang diketahui sehingga diambil nilai 04 g Wilayah Jakarta terdapat
pada zona dengan nilai respon spektra 02 detik probabilitas terlampaui 2 dalam
50 tahun (Ss) = 07 g dan nilai respon spektra 1 detik probabilitas terlampaui 2
dalam 50 tahun (S1 ) = 03 g Kemudian dengan interpolasi nilai Ss dan S1
menggunakan Tabel 5 amp 6 untuk tanah kelas E diperoleh nilai Fa dan Fv berturut-
turut sebesar 13 dan 28
Akselerasi respons spektra puncak periode pendek (SMS) dapat dihitung
dengan persamaan (6) sehingga SMS = 13 x 07 = 091 Akselerasi respons
spektra puncak periode 1 detik (SM1) dapat dihitung dengan persamaan (7)
sehingga SM1 = 28 x 03 = 084 Selanjutnya desain parameter akselerasi respon
spektra periode pendek dapat dihitung dengan persamaan (8) sehingga SDS =
091 = 07963 dan nilai desain parameter respon spektra periode 1 detik dapat
dihitung dengan persamaan (9) sehingga SD1 =
084 = 07350 Faktor
diperoleh dari konversi penggunaan peta gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
karena struktur yang ditinjau merupakan jembatan khusus dengan umur rencana
100 tahun Nilai Sa dihitung menggunakan persamaan 10-13 yang hasilnya
disajikan pada Tabel 10 Nilai T dan Sa diplot membentuk grafik respon spektrum
untuk analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
CSI Bridge
30
Tabel 10 Akselerasi Spektrum Gempa Wilayah Jakarta
T (det) Sa T (det) Sa
00000 03185 2 03675
01846 07963 21 03500
09231 07963 22 03341
1 07350 23 03196
11 06682 24 03063
12 06125 25 02940
13 05654 26 02827
14 05250 27 02722
15 04900 28 02625
16 04594 29 02534
17 04324 3 02450
18 04083 31 02371
19 03868 32 02297
Gambar 26 Grafik Respon Spektrum Wilayah
Jakarta Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010
Hasil Gaya Dalam (Internal Force)
a) Berat Sendiri
Kontrol perhitungan manual
Diketahui
Ag satu girder = 11915 m2
frsquoc girder = 40 MPa
wc girder = 25 kNm3
Tebal slab = 25 cm
frsquoc slab = 30 MPa
wc slab = 24 kNm3
Perhitungan
q slab = tebal slab x spasi antar girder x wc slab
= 025 m x 3567 m x 24 kNm3
= 21402 kNm
q girder = Ag girder x wc girder
= 11915 m2 x 25 kNm
3
= 29788 kNm
M girder = 1
8 q L2
= 1
8 29788 kN mfrasl 35
2 m
= 456129 kN-m
M slab = 1
8 q L2
= 1
8 21402 kN mfrasl 35
2 m
= 327718 kN-m
M girder + M slab = 456129 + 327718 = 783847 kN-m
31
Perhitungan momen secara manual dibandingkan dengan hasil yang ditampilkan
pada program CSI Bridge
Gambar 27 Hasil Momen Akibat Berat Sendiri pada Jembatan
Jembatan kiri terdapat 4 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 4 = 3135388 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min+M max = 28019386 kN-m + 7949228 kN-m
= 28814308 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
Jembatan kanan terdapat 5 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 5 = 3919235 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min + M max = 3494893 kN-m + 9915171 kN-m
= 35940447 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
b) Ultimate Limit States (ULS)
Kombinasi pembebanan yang menghasilkan gaya dalam maksimum
sepanjang jembatan adalah kombinasi ULS-5I (Tabel 7)
Gambar 28 Hasil Gaya Dalam Akibat Kombinasi Pembebanan ULS 5-I
32
c) Kontrol Lendutan
Lendutan maksimum yang diizinkan adalah L
800 =
35750 mm
800 = 4469 mm
sedangkan lendutan yang terjadi pada fly over dari program CSI Bridge
adalah 213 mm sehingga struktur dikatakan aman
Perhitungan Tendon
Dalam perhitungan tendon dan tulangan digunakan momen maksimal yang
terjadi pada penampang yang ditinjau
Tendon pada girder
Data Tendon
D tendon = 05 inchi = 127 mm = 00127 m
Ast = 987 mm2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Girder
Ag (Ax) = 11915 m2
Iz = 04204 m4
yt = 097 m
yb = 088 m
eb = 058 m
-Menghitung gaya prategang P
M berat sendiri = 801826 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 188156 kN-m
M beban hidup = 510983 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 1500965 kN-m
P2=
MybIz
-σb
1
Ax
ebybIz
P2=
150096 x 088
04204 3000
1
11915
058 x 088
04204 = 1384018 kN
Gambar 29 Deformasi yang Terjadi pada Struktur Akibat Beban Hidup
33
P1= Ast x x f u
= 00000987 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl = 110149 kN
Jumlah tendon yang diperlukan= P2
P1= 1384018 kN
110149 kN=125 tendon
Jumlah tendon eksisting = 110 tendon
Jumlah tendon hasil perhitungan yang melebihi tendon eksisting dapat disebabkan
karena perbedaan penggunaan jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo Perhitungan yang
dilakukan menggunakan semua kemungkinan kombinasi baik dalam arah
longitudinal maupun transversal jembatan (sub bab input pembebanan) Selain itu
dapat juga dikarenakan perbedaan dalam pemodelan panjang girder yang
menyebabkan terjadinya kelebihan momen
Tendon pada pier head
Data Tendon
D tendon = 06 inchi = 1524 mm = 0015 m
Ast = 1387 mm2 = 00001387 m
2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Pier Head
Ag (Ax) = 128765 m2
Iz = 6967 m4
yt = 139 m
yb = 123 m
et pada momen maksimal = 04396 m
et pada penampang kritis = 0702 m
-Menghitung P menggunakan Momen Pada Penampang Kritis (Mcr)
M berat sendiri = 41612388 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 7073499kN-m
M beban hidup = 14947156 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 63633043 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
63633043 x 139
3000
1
12875
0702 x 139
6967 = 40860556 kN
P1= Ast x x f u
= 00001387 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl =154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=
40860556 kN
154789 kN= 264 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
34
Berdasarkan jumlah tendon eksisting yang melebihi tendon yang diperlukan
dapat diasumsikan bahwa pier head tersebut tidak didesain menggunakan momen
pada penampang kritis (Mcr) Pada saat dibebani retak terjadi pada perubahan
geometri atau pada penampang kritis sehingga pada umumnya desain cukup
menggunakan Mcr yang nilainya lebih kecil daripada momen maksimal
-Menghitung P menggunakan Momen Maksimal (Mmax)
M berat sendiri = 57265256 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 8941951kN-m
M beban hidup = 20374506 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 86581713 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
865817123 x 139
6967 3000
1
12875
x 139
6967 = 86320521 kN
P1= 154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=86320521 kN
154789 kN= 558 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
Dengan menggunakan momen maksimum yang terjadi pada pier head hasil
perhitungan jumlah tendon yang diperlukan mendekati jumlah tendon eksisting
sehingga dapat diasumsikan struktur tersebut didesain menggunakan momen
maksimum Penggunaan momen maksimum yang terjadi menyebabkan
penambahan jumlah tendon dalam desain
Jumlah tendon eksisting Jumlah tendon yang diperlukan OK
Perhitungan Tulangan
Slab
-Tulangan Lentur Positif
Momen di lapangan Mu pada slab = 10333 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d = ndash drsquo= 250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
10333
08=12916 kN-m
Faktor tahanan momen = Mnx10
6
bd2 =
12916 x106
1000 x 2102= 2929
35
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2929
085 x 30 = 00079
ρmin
= 25 x 14
fy= 25 x
14
390= 0000897
Digunakan = 00079 sehingga
As= ρ b d = 00079 x 1000 mm x 210 mm = 167983 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 167983 mm2
= 1687 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
-Tulangan Lentur Negatif
Momen di tumpuan Mu pada slab = 9504 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d ndash drsquo=250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
9504
08=1188 kN-m
Faktor tahanan momen Rn=Mnx10
6
bd2 =
1188 x106
1000 x 2102= 2694
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2694
085 x 30 = 00073
ρmin
= 25 x 14
fy=25 x
14
390= 0000897
Digunakan ρ = 00073 sehingga
As= ρ b d = 00073 x 1000 mm x 210 mm =153652 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
36
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 153652 mm2
= 18443 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
- Tulangan Geser
Gaya geser Vu pada slab = 35306 kN
Kuat geser nominal yang disumbangkan oleh slab
c=
(
radicf
rsquoc
6
)
bwd =(radic30
6) 1000 x 210 = 19170289 kN
Vc = 06 x = 11502174 kN
u c tidak dibutuhkan tulangan geser
Girder
-Tulangan Lentur
Mu = 24895989 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 13 mm dengan jumlah 8 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 8 =
1
4 314 13
2 x 8 = 106132 mm2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan
(16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fcrsquo
d
dp ω- ωrsquo ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
10857 mm2
fps = 1860 (1 04
077 [00091
1860
40 2050
1800 (00414 00335 ])
= 18599 MPa
Menghitung lebar efektif Be
Diketahui tebal slab ho = 25 cm
Lebar efektif diambil nilai terkecil dari L
4 =
3575 m
4= 894 m
Jarak antar girder s = 3567 m
12 = 12 x 025 = 3 m Diambil Be = 3 m
Eslab = 2574296 MPa
Egirder = 2972541 MPa
n = Eslab
Egirder
= 2574296 MPa
2972541 MPa= 087
Sehingga Be = n x 3 m = 087 x 3 m = 261 m = 2610 mm
37
h = h girder + h slab = 250 + 1850 = 2100 mm
tebal selimut beton drsquo = 50 mm
d = h ndash drsquo
= 2100 mm ndash 50 mm = 2050 mm
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
Aps fps As fy = 085 fcrsquoab
10857 mm2
x 18599 MPa+106132 mm2 x 390 MPa = 085 x 40 MPa x a x
2610 mm
a = 23223 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16)
dengan nilai = 08 adalah sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d-a
2) As fy (d-
a
2)+
= 08 x 10857 mm2 x 18599 MPa (2050 mm-
23223 mm
2) +
106132 mm2
x 390 MPa (2050 mm-23223 mm
2)
= 31242337 kN-m + 640371 kN-m
= 31882709 kN-m
Mn = 31882709 kN-m gt Mu = 24720615 kN-m (OK memenuhi syarat)
Cara yang telah dijabarkan diatas merupakan cara mendesain kekuatan
lentur balok prategang dengan pendekatan trial and error diameter tulangan dan
jumlah tulangan dalam Nawy (2001) Dengan menggunakan pendekatan tersebut
terlebih dahulu dilakukan pemeriksaan terhadap tulangan eksisting menggunakan
data sekunder Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa kapasitas momen
nominal yang disumbangkan oleh tendon Mn tendon lebih besar daripada
momen ultimit yang terjadi Mu akibat pembebanan sehingga momen cukup
ditahan oleh tendon (tidak dibutuhkan tulangan lentur) Tulangan eksisting yang
digunakan merupakan tulangan susut yang berfungsi mencegah terjadinya retak
pada beton
tulangan susut = 00018 x luas penampang girder Ag
= 00018 x 11915 m2
= 00021447 m
2
Digunakan D-13 sehingga = 21447 mm2
1
4 d
2=
21447 m2
1
4 13
2= 16 lt n eksisting = 40
Menurut SNI 03-2847-2002 tentang Tata Cara Perhitungan Struktur Beton
untuk Bangunan Gedung jumlah tulangan susut dan suhu harus dipasang dengan
jarak tidak lebih dari lima kali tebal plat atau 450 mm Jarak maksimum antara
tulangan susut eksisting = 330 mm (lt 450 mm) sehingga tulangan tersebut dari
segi jumlah dan jarak antar tulangan memenuhi syarat
-Tulangan Geser
Girder di tumpuan
Ag = 2682500 mm2
h = 1850 mm
d = h-drsquo= 1850 mm ndash 50 mm = 1800 mm
bw = 1000 mm
38
Gaya geser di tumpuan = 300256 kN dan gaya aksial = 420053 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 420053
14 x 2682500 mm2 ) (
radic40
6) 1000 mm x 1800 mm
= 2109587 kN
c = 06 x 2109587 kN = 1265752 kN u = n
= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit
yang terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (300256 kN ndash (06 x 2109587 kN))06 = 2894674 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av = 2894674 x 103
390 MPa x 1800 mm
mm
= 515433 mm2
Digunakan D-22 sehingga n= Av
1
4 D2
= mm2
1
4 22
2=136 2 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 7 OK
Girder di lapangan
Ag = 1191500 mm2
h = 1850 mm
tulangan utama dan tulangan geser = D 13
d = h - drsquo- 13 - 05 x 13 = 17805 mm
= 1850 ndash 50 ndash 13 ndash (05 x 13) = 17805 mm
bw = 600 mm
Gaya geser di lapangan =193044 kN dan gaya aksial = 274113 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 274113
14 x 1191500 mm2 ) (
radic40
6) 600 mm x 17805 mm
= 1311133 kN
c= 06 x 1311133 kN = 78668 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang
terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
39
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (193044 kN ndash (06 x 1311133 kN))06 = 1906273 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av= 1906273 kN x 10
3
390 MPa x 17805 mm
150 mm
= 411784 mm2
Digunakan D-13 sehingga n= Av
1
4 D2
= 411784 mm2
1
4 13
2= 3103 4 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 4 OK
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 5215433 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Girder dianggap sebagai penampang berongga dinding tipis sehingga besar
modulus puntir = 2 Ambw dimana adalah girder
Jt = 2 x 1191500 mm2 x 2610 mm
= 6219630000 mm3
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 6219630000 (03 radic )radic1 10 1034
= 190101E+11 N-mm = 19010103 kN-m
Tc = 06 x 19010103 kN-m = 11406062 kN-m
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa nilai lebih besar dari sehingga
beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan torsi)
Pier Head
-Tulangan Lentur
Mu = 93134113 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 19 mm dengan jumlah 32 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 25=
1
4 314 x19
2 x 32 = 906832 mm
2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan (16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
Aps = 79059 mm2
fps = 1860 (1 04
081 [00061
1860
35 2520
1670 (00131 00196 ])
588537 MPa
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
40
Aps fps As fy= 085 fc ab
79059 mm2 x 588537 MPa + 906832mm
2 x 390 MPa = 085 x 35 MPa x a x
4500 mm
a = 373974 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16) dengan nilai
= 08 dapat dijabarkan sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d -a
2) As fy (d -
a
2)+
= 08 x 79059 mm2 x 588537 MPa (2520 mm-
373974 mm
2) +
906832 mm2 x 390 MPa (2520 mm-
373974 mm
2)
= 86842499 kN-m + 66008303 kN-m
= 108290509 kN-m
Mn = 93443330 kN-m gt Mu = 93134113 kN-m (OK memenuhi syarat)
-Tulangan Geser
Ag = 12876500 mm2
h = 2620 mm
d = h - d = 2620 mm ndash 100 mm = 2520 mm
= 4500 mm
Gaya geser u di tumpuan = 2011783 kN dan gaya aksial = 241249 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicf c
6) bwd
= (1 241249 kN
14 x 12876500 mm2 ) (
radic35
6) 4500 mm x 2520 mm
= 1118154 kN
c = 06 x 1118154 kN = 6708924 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa tahanan geser yang disumbangkan
oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang terjadi
sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (2011783 kN ndash 6708924 kN)06 = 1676113 kN
s = Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan
Av= s
fy x d
s
Av= 1676113 kN x 10
3
390 MPa x 2520 mm
125 mm
= 2131808 mm2
Digunakan D-16 sehingga n= Av
1
4 D2
= 2131808 mm2
1
4 16
2=106 11 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 8-D16 dan 2-D25 OK
41
Selisih jumlah tulangan D-16 antara hasil perhitungan dengan eksisting sebanyak
3 tulangan telah ditutupi dengan penggunaan 2 tulangan D-25 pada eksisting
sehingga tulangan tersebut dikatakan memenuhi syarat
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 1617885 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Untuk penampang segiempat masif modulus puntir Jt= 04x2y
Jt = 04 x 45002 mm x 2620 mm
= 21222 x 106 Nmm = 21222 kN-m
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 21222 x 106 Nmm (03 radic35 MPa)radic1
10 x 1034 MPa
35
= 6485 x 1011
N-mm = 648487513 kN-m
Tc= 06 x 648487513 kN-m = 389092507 kN-m
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa nilai Tc lebih besar dari Tu
sehingga beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan
torsi)
Pemeriksaan Kolom
Struktur kolom tidak hanya menerima beban aksial vertikal tetapi juga
momen lentur sehingga analisis kolom diperhitungkan untuk menyangga beban
aksial desak dengan eksentrisitas tertentu (Nasution 2009) Pada penelitian ini
analisis kolom dilakukan menggunakan program PCA Col untuk memeriksa
kapasitas tulangan eksisting terhadap beban yang bekerja pada struktur Beban
aksial dan momen yang diinputkan diperoleh dari program CSI Bridge Analisis
kolom dilakukan pada pier segmen 1 dan pier segmen 2 yang masing-masing
memiliki dimensi dan susunan tulangan yang berbeda
Gambar 30 Pemodelan Pier
Pier Segmen 1
Pier
Segmen 2
42
Pier Segmen 1
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1 dimana
aksial (P) maksimum 4181749 kN yang menghasilkan M33 sebesar 920863 kN-m
dan M22 sebesar 796380 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu M33 maksimum
sebesar 1862805 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar 218102 kN- m dan aksial
(P) sebesar 4326789 kN
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1
Dari data yang telah diinputkan diperoleh diagram interaksi seperti pada
Gambar 30 Terlihat baik pada kombinasi 1 dan 2 beban masih berada di area
tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan bahwa kombinasi pembebanan
mampu ditahan oleh pier sehingga pier dikatakan aman terhadap beban yang
bekerja
Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1
43
Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2
Pier Segmen 2
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1
dimana aksial (P) maksimum 629513 kN yang menghasilkan M33 sebesar
38634 kN-m dan M22 sebesar 74265 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu
M33 maksimum sebesar 248387 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar
73617 kN-m dan aksial (P) sebesar 721377 kN
Berdasarkan data yang inputkan diperoleh diagram interaksi pier untuk pier
segmen 2 sebagai berikut
Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
26
Tabel 8 Kombinasi Beban ldquoDrdquo Arah Longitudinal Jembatan
Nama Span yang Dibebani Total Panjang
q (kNm2)
Kombinasi Span
1
Span
2
Span
3 Dibebani (m)
1 3575 828
2 3575 828
3 3575 828
4 715 639
5 715 639
6
7
715
10725
639
576
BTR diinputkan dalam bentuk beban garis sehingga nilai q (kNm2) dikalikan
lebar lajur yang dibebani (m)
Beban Garis Terpusat (BGT)
BGT diinputkan dalam bentuk beban titik pada program CSI Bridge sehingga nilai
intensitas p dikalikan dengan lebar lajur yang dibebani (m)
Beban garis = intensitas p x lebar lajur
= 49 kNm x 35 m
= 1715 kN
Dalam input BGT pada program digunakan faktor beban dinamis
senilai 14
4 Beban Truk ldquoTrdquo
Kendaraan truk yang digunakan adalah truk dengan berat 50 ton
Gambar 22 Input Beban Truk ldquoTrdquo
5 Gaya Rem
Gaya rem diinputkan sebagai beban titik dengan nilai sebagai berikut
Jembatan Kiri
Gaya rem per pier = nilai q terbesar x lebar lajur x panjang 1 span
jembatan x 5
27
= 9 kN
m2 x 145 m x 3575 m x 5
2 = 11663 kN
Jembatan Kanan
Gaya rem per pier = 9 kN
m2 x 18 m x 3575 m x 5
2 = 14479 kN
6 Pengaruh Temperatur
Gambar 23 Input Pengaruh Temperatur
7 Beban Angin
Diketahui
Cw = 125 (Tabel 3)
Vw = 35 ms (Tabel 2)
Ab = 198413 m2
Dengan menggunakan persamaan (4)
TE = 00006 Cw w 2Ab
= 00006 x 125 x 352 x 198413
= 18229 kN
TEW per pier = 18229 kN
4= 45573 kN
8 Tumbukan
100 kN
1
00
F
x
10o
Gambar 24 Proyeksi Tumbukan pada Pier Terhadap Sumbu X dan Sumbu Y
Fx
Fy
28
Tumbukan pada pier diinputkan sebagai beban titik dengan perhitungan sebagai
berikut
Fx = 100 kN x sin 100
= 17365 kN
Fy = 100 kN x cos 100
= 98481 kN
9 Beban Gempa
Pada penelitian ini analisis gempa dinamis dilakukan menggunakan grafik
respon spektrum Dalam pembuatan respon spektrum terlebih dahulu dilakukan
klasifikasi site (jenis tanah) lokasi yang ditinjau berdasarkan hasil penyelidikan
tanah (bore log) Dari data bore log dapat dihitung nilai rata-rata hasil uji
penetrasi standar (SPT) menggunakan persamaan (5) dengan hasil yang tertera
pada tabel berikut ini
Tabel 9 Perhitungan Nilai
Lapisan Kedalaman NSPT Tebal
(TebalSPT)
0 000 0 000 0000
1 330 2 330 1650
2 524 2 194 0971
3 723 2 198 0992
4 924 2 202 1009
5 1130 2 206 1028
6 1323 2 193 0963
7 1530 5 207 0415
8 1730 6 200 0333
9 1930 4 200 0500
10 2130 9 200 0222
11 2330 19 200 0105
12 2507 50 177 0035
13 2626 50 118 0024
14 2725 50 099 0020
15 2822 50 097 0019
16 2921 50 099 0020
17 3006 50 086 0017
3006 8324 3612
Diperoleh = 3612 dimana Σ Tebal Σ SPTfrasl yang menunjukkan bahwa jenis
tanah wilayah Tanjung Priok termasuk kelas situs E yaitu jenis tanah lunak
(Tabel 4) Selanjutnya dihitung nilai akselerasi respons spektra puncak untuk
periode pendek dan periode 1 detik dan desain akselerasi respon spektra
29
Gambar 25 (a) Peta Percepatan Puncak (PGA) wilayah Jakarta
(b) Peta Respon Spektra 02 detik (Ss) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
(c) Peta Respon Spektra 1 detik (S1) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
PGA (Peak Ground Acceleration) merupakan percepatan maksimum yang
menunjukkan intensitas daripada pergerakan lapisan tanah Berdasarkan Gambar 8
dapat diketahui bahwa wilayah yang ditinjau (Tanjung Priok Jakarta Utara)
memiliki nilai PGA 03 ndash 04 g Pendekatan angka menggunakan skala batas atas
dari nilai yang diketahui sehingga diambil nilai 04 g Wilayah Jakarta terdapat
pada zona dengan nilai respon spektra 02 detik probabilitas terlampaui 2 dalam
50 tahun (Ss) = 07 g dan nilai respon spektra 1 detik probabilitas terlampaui 2
dalam 50 tahun (S1 ) = 03 g Kemudian dengan interpolasi nilai Ss dan S1
menggunakan Tabel 5 amp 6 untuk tanah kelas E diperoleh nilai Fa dan Fv berturut-
turut sebesar 13 dan 28
Akselerasi respons spektra puncak periode pendek (SMS) dapat dihitung
dengan persamaan (6) sehingga SMS = 13 x 07 = 091 Akselerasi respons
spektra puncak periode 1 detik (SM1) dapat dihitung dengan persamaan (7)
sehingga SM1 = 28 x 03 = 084 Selanjutnya desain parameter akselerasi respon
spektra periode pendek dapat dihitung dengan persamaan (8) sehingga SDS =
091 = 07963 dan nilai desain parameter respon spektra periode 1 detik dapat
dihitung dengan persamaan (9) sehingga SD1 =
084 = 07350 Faktor
diperoleh dari konversi penggunaan peta gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
karena struktur yang ditinjau merupakan jembatan khusus dengan umur rencana
100 tahun Nilai Sa dihitung menggunakan persamaan 10-13 yang hasilnya
disajikan pada Tabel 10 Nilai T dan Sa diplot membentuk grafik respon spektrum
untuk analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
CSI Bridge
30
Tabel 10 Akselerasi Spektrum Gempa Wilayah Jakarta
T (det) Sa T (det) Sa
00000 03185 2 03675
01846 07963 21 03500
09231 07963 22 03341
1 07350 23 03196
11 06682 24 03063
12 06125 25 02940
13 05654 26 02827
14 05250 27 02722
15 04900 28 02625
16 04594 29 02534
17 04324 3 02450
18 04083 31 02371
19 03868 32 02297
Gambar 26 Grafik Respon Spektrum Wilayah
Jakarta Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010
Hasil Gaya Dalam (Internal Force)
a) Berat Sendiri
Kontrol perhitungan manual
Diketahui
Ag satu girder = 11915 m2
frsquoc girder = 40 MPa
wc girder = 25 kNm3
Tebal slab = 25 cm
frsquoc slab = 30 MPa
wc slab = 24 kNm3
Perhitungan
q slab = tebal slab x spasi antar girder x wc slab
= 025 m x 3567 m x 24 kNm3
= 21402 kNm
q girder = Ag girder x wc girder
= 11915 m2 x 25 kNm
3
= 29788 kNm
M girder = 1
8 q L2
= 1
8 29788 kN mfrasl 35
2 m
= 456129 kN-m
M slab = 1
8 q L2
= 1
8 21402 kN mfrasl 35
2 m
= 327718 kN-m
M girder + M slab = 456129 + 327718 = 783847 kN-m
31
Perhitungan momen secara manual dibandingkan dengan hasil yang ditampilkan
pada program CSI Bridge
Gambar 27 Hasil Momen Akibat Berat Sendiri pada Jembatan
Jembatan kiri terdapat 4 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 4 = 3135388 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min+M max = 28019386 kN-m + 7949228 kN-m
= 28814308 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
Jembatan kanan terdapat 5 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 5 = 3919235 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min + M max = 3494893 kN-m + 9915171 kN-m
= 35940447 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
b) Ultimate Limit States (ULS)
Kombinasi pembebanan yang menghasilkan gaya dalam maksimum
sepanjang jembatan adalah kombinasi ULS-5I (Tabel 7)
Gambar 28 Hasil Gaya Dalam Akibat Kombinasi Pembebanan ULS 5-I
32
c) Kontrol Lendutan
Lendutan maksimum yang diizinkan adalah L
800 =
35750 mm
800 = 4469 mm
sedangkan lendutan yang terjadi pada fly over dari program CSI Bridge
adalah 213 mm sehingga struktur dikatakan aman
Perhitungan Tendon
Dalam perhitungan tendon dan tulangan digunakan momen maksimal yang
terjadi pada penampang yang ditinjau
Tendon pada girder
Data Tendon
D tendon = 05 inchi = 127 mm = 00127 m
Ast = 987 mm2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Girder
Ag (Ax) = 11915 m2
Iz = 04204 m4
yt = 097 m
yb = 088 m
eb = 058 m
-Menghitung gaya prategang P
M berat sendiri = 801826 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 188156 kN-m
M beban hidup = 510983 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 1500965 kN-m
P2=
MybIz
-σb
1
Ax
ebybIz
P2=
150096 x 088
04204 3000
1
11915
058 x 088
04204 = 1384018 kN
Gambar 29 Deformasi yang Terjadi pada Struktur Akibat Beban Hidup
33
P1= Ast x x f u
= 00000987 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl = 110149 kN
Jumlah tendon yang diperlukan= P2
P1= 1384018 kN
110149 kN=125 tendon
Jumlah tendon eksisting = 110 tendon
Jumlah tendon hasil perhitungan yang melebihi tendon eksisting dapat disebabkan
karena perbedaan penggunaan jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo Perhitungan yang
dilakukan menggunakan semua kemungkinan kombinasi baik dalam arah
longitudinal maupun transversal jembatan (sub bab input pembebanan) Selain itu
dapat juga dikarenakan perbedaan dalam pemodelan panjang girder yang
menyebabkan terjadinya kelebihan momen
Tendon pada pier head
Data Tendon
D tendon = 06 inchi = 1524 mm = 0015 m
Ast = 1387 mm2 = 00001387 m
2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Pier Head
Ag (Ax) = 128765 m2
Iz = 6967 m4
yt = 139 m
yb = 123 m
et pada momen maksimal = 04396 m
et pada penampang kritis = 0702 m
-Menghitung P menggunakan Momen Pada Penampang Kritis (Mcr)
M berat sendiri = 41612388 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 7073499kN-m
M beban hidup = 14947156 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 63633043 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
63633043 x 139
3000
1
12875
0702 x 139
6967 = 40860556 kN
P1= Ast x x f u
= 00001387 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl =154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=
40860556 kN
154789 kN= 264 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
34
Berdasarkan jumlah tendon eksisting yang melebihi tendon yang diperlukan
dapat diasumsikan bahwa pier head tersebut tidak didesain menggunakan momen
pada penampang kritis (Mcr) Pada saat dibebani retak terjadi pada perubahan
geometri atau pada penampang kritis sehingga pada umumnya desain cukup
menggunakan Mcr yang nilainya lebih kecil daripada momen maksimal
-Menghitung P menggunakan Momen Maksimal (Mmax)
M berat sendiri = 57265256 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 8941951kN-m
M beban hidup = 20374506 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 86581713 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
865817123 x 139
6967 3000
1
12875
x 139
6967 = 86320521 kN
P1= 154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=86320521 kN
154789 kN= 558 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
Dengan menggunakan momen maksimum yang terjadi pada pier head hasil
perhitungan jumlah tendon yang diperlukan mendekati jumlah tendon eksisting
sehingga dapat diasumsikan struktur tersebut didesain menggunakan momen
maksimum Penggunaan momen maksimum yang terjadi menyebabkan
penambahan jumlah tendon dalam desain
Jumlah tendon eksisting Jumlah tendon yang diperlukan OK
Perhitungan Tulangan
Slab
-Tulangan Lentur Positif
Momen di lapangan Mu pada slab = 10333 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d = ndash drsquo= 250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
10333
08=12916 kN-m
Faktor tahanan momen = Mnx10
6
bd2 =
12916 x106
1000 x 2102= 2929
35
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2929
085 x 30 = 00079
ρmin
= 25 x 14
fy= 25 x
14
390= 0000897
Digunakan = 00079 sehingga
As= ρ b d = 00079 x 1000 mm x 210 mm = 167983 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 167983 mm2
= 1687 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
-Tulangan Lentur Negatif
Momen di tumpuan Mu pada slab = 9504 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d ndash drsquo=250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
9504
08=1188 kN-m
Faktor tahanan momen Rn=Mnx10
6
bd2 =
1188 x106
1000 x 2102= 2694
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2694
085 x 30 = 00073
ρmin
= 25 x 14
fy=25 x
14
390= 0000897
Digunakan ρ = 00073 sehingga
As= ρ b d = 00073 x 1000 mm x 210 mm =153652 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
36
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 153652 mm2
= 18443 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
- Tulangan Geser
Gaya geser Vu pada slab = 35306 kN
Kuat geser nominal yang disumbangkan oleh slab
c=
(
radicf
rsquoc
6
)
bwd =(radic30
6) 1000 x 210 = 19170289 kN
Vc = 06 x = 11502174 kN
u c tidak dibutuhkan tulangan geser
Girder
-Tulangan Lentur
Mu = 24895989 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 13 mm dengan jumlah 8 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 8 =
1
4 314 13
2 x 8 = 106132 mm2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan
(16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fcrsquo
d
dp ω- ωrsquo ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
10857 mm2
fps = 1860 (1 04
077 [00091
1860
40 2050
1800 (00414 00335 ])
= 18599 MPa
Menghitung lebar efektif Be
Diketahui tebal slab ho = 25 cm
Lebar efektif diambil nilai terkecil dari L
4 =
3575 m
4= 894 m
Jarak antar girder s = 3567 m
12 = 12 x 025 = 3 m Diambil Be = 3 m
Eslab = 2574296 MPa
Egirder = 2972541 MPa
n = Eslab
Egirder
= 2574296 MPa
2972541 MPa= 087
Sehingga Be = n x 3 m = 087 x 3 m = 261 m = 2610 mm
37
h = h girder + h slab = 250 + 1850 = 2100 mm
tebal selimut beton drsquo = 50 mm
d = h ndash drsquo
= 2100 mm ndash 50 mm = 2050 mm
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
Aps fps As fy = 085 fcrsquoab
10857 mm2
x 18599 MPa+106132 mm2 x 390 MPa = 085 x 40 MPa x a x
2610 mm
a = 23223 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16)
dengan nilai = 08 adalah sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d-a
2) As fy (d-
a
2)+
= 08 x 10857 mm2 x 18599 MPa (2050 mm-
23223 mm
2) +
106132 mm2
x 390 MPa (2050 mm-23223 mm
2)
= 31242337 kN-m + 640371 kN-m
= 31882709 kN-m
Mn = 31882709 kN-m gt Mu = 24720615 kN-m (OK memenuhi syarat)
Cara yang telah dijabarkan diatas merupakan cara mendesain kekuatan
lentur balok prategang dengan pendekatan trial and error diameter tulangan dan
jumlah tulangan dalam Nawy (2001) Dengan menggunakan pendekatan tersebut
terlebih dahulu dilakukan pemeriksaan terhadap tulangan eksisting menggunakan
data sekunder Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa kapasitas momen
nominal yang disumbangkan oleh tendon Mn tendon lebih besar daripada
momen ultimit yang terjadi Mu akibat pembebanan sehingga momen cukup
ditahan oleh tendon (tidak dibutuhkan tulangan lentur) Tulangan eksisting yang
digunakan merupakan tulangan susut yang berfungsi mencegah terjadinya retak
pada beton
tulangan susut = 00018 x luas penampang girder Ag
= 00018 x 11915 m2
= 00021447 m
2
Digunakan D-13 sehingga = 21447 mm2
1
4 d
2=
21447 m2
1
4 13
2= 16 lt n eksisting = 40
Menurut SNI 03-2847-2002 tentang Tata Cara Perhitungan Struktur Beton
untuk Bangunan Gedung jumlah tulangan susut dan suhu harus dipasang dengan
jarak tidak lebih dari lima kali tebal plat atau 450 mm Jarak maksimum antara
tulangan susut eksisting = 330 mm (lt 450 mm) sehingga tulangan tersebut dari
segi jumlah dan jarak antar tulangan memenuhi syarat
-Tulangan Geser
Girder di tumpuan
Ag = 2682500 mm2
h = 1850 mm
d = h-drsquo= 1850 mm ndash 50 mm = 1800 mm
bw = 1000 mm
38
Gaya geser di tumpuan = 300256 kN dan gaya aksial = 420053 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 420053
14 x 2682500 mm2 ) (
radic40
6) 1000 mm x 1800 mm
= 2109587 kN
c = 06 x 2109587 kN = 1265752 kN u = n
= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit
yang terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (300256 kN ndash (06 x 2109587 kN))06 = 2894674 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av = 2894674 x 103
390 MPa x 1800 mm
mm
= 515433 mm2
Digunakan D-22 sehingga n= Av
1
4 D2
= mm2
1
4 22
2=136 2 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 7 OK
Girder di lapangan
Ag = 1191500 mm2
h = 1850 mm
tulangan utama dan tulangan geser = D 13
d = h - drsquo- 13 - 05 x 13 = 17805 mm
= 1850 ndash 50 ndash 13 ndash (05 x 13) = 17805 mm
bw = 600 mm
Gaya geser di lapangan =193044 kN dan gaya aksial = 274113 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 274113
14 x 1191500 mm2 ) (
radic40
6) 600 mm x 17805 mm
= 1311133 kN
c= 06 x 1311133 kN = 78668 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang
terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
39
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (193044 kN ndash (06 x 1311133 kN))06 = 1906273 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av= 1906273 kN x 10
3
390 MPa x 17805 mm
150 mm
= 411784 mm2
Digunakan D-13 sehingga n= Av
1
4 D2
= 411784 mm2
1
4 13
2= 3103 4 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 4 OK
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 5215433 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Girder dianggap sebagai penampang berongga dinding tipis sehingga besar
modulus puntir = 2 Ambw dimana adalah girder
Jt = 2 x 1191500 mm2 x 2610 mm
= 6219630000 mm3
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 6219630000 (03 radic )radic1 10 1034
= 190101E+11 N-mm = 19010103 kN-m
Tc = 06 x 19010103 kN-m = 11406062 kN-m
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa nilai lebih besar dari sehingga
beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan torsi)
Pier Head
-Tulangan Lentur
Mu = 93134113 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 19 mm dengan jumlah 32 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 25=
1
4 314 x19
2 x 32 = 906832 mm
2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan (16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
Aps = 79059 mm2
fps = 1860 (1 04
081 [00061
1860
35 2520
1670 (00131 00196 ])
588537 MPa
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
40
Aps fps As fy= 085 fc ab
79059 mm2 x 588537 MPa + 906832mm
2 x 390 MPa = 085 x 35 MPa x a x
4500 mm
a = 373974 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16) dengan nilai
= 08 dapat dijabarkan sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d -a
2) As fy (d -
a
2)+
= 08 x 79059 mm2 x 588537 MPa (2520 mm-
373974 mm
2) +
906832 mm2 x 390 MPa (2520 mm-
373974 mm
2)
= 86842499 kN-m + 66008303 kN-m
= 108290509 kN-m
Mn = 93443330 kN-m gt Mu = 93134113 kN-m (OK memenuhi syarat)
-Tulangan Geser
Ag = 12876500 mm2
h = 2620 mm
d = h - d = 2620 mm ndash 100 mm = 2520 mm
= 4500 mm
Gaya geser u di tumpuan = 2011783 kN dan gaya aksial = 241249 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicf c
6) bwd
= (1 241249 kN
14 x 12876500 mm2 ) (
radic35
6) 4500 mm x 2520 mm
= 1118154 kN
c = 06 x 1118154 kN = 6708924 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa tahanan geser yang disumbangkan
oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang terjadi
sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (2011783 kN ndash 6708924 kN)06 = 1676113 kN
s = Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan
Av= s
fy x d
s
Av= 1676113 kN x 10
3
390 MPa x 2520 mm
125 mm
= 2131808 mm2
Digunakan D-16 sehingga n= Av
1
4 D2
= 2131808 mm2
1
4 16
2=106 11 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 8-D16 dan 2-D25 OK
41
Selisih jumlah tulangan D-16 antara hasil perhitungan dengan eksisting sebanyak
3 tulangan telah ditutupi dengan penggunaan 2 tulangan D-25 pada eksisting
sehingga tulangan tersebut dikatakan memenuhi syarat
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 1617885 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Untuk penampang segiempat masif modulus puntir Jt= 04x2y
Jt = 04 x 45002 mm x 2620 mm
= 21222 x 106 Nmm = 21222 kN-m
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 21222 x 106 Nmm (03 radic35 MPa)radic1
10 x 1034 MPa
35
= 6485 x 1011
N-mm = 648487513 kN-m
Tc= 06 x 648487513 kN-m = 389092507 kN-m
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa nilai Tc lebih besar dari Tu
sehingga beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan
torsi)
Pemeriksaan Kolom
Struktur kolom tidak hanya menerima beban aksial vertikal tetapi juga
momen lentur sehingga analisis kolom diperhitungkan untuk menyangga beban
aksial desak dengan eksentrisitas tertentu (Nasution 2009) Pada penelitian ini
analisis kolom dilakukan menggunakan program PCA Col untuk memeriksa
kapasitas tulangan eksisting terhadap beban yang bekerja pada struktur Beban
aksial dan momen yang diinputkan diperoleh dari program CSI Bridge Analisis
kolom dilakukan pada pier segmen 1 dan pier segmen 2 yang masing-masing
memiliki dimensi dan susunan tulangan yang berbeda
Gambar 30 Pemodelan Pier
Pier Segmen 1
Pier
Segmen 2
42
Pier Segmen 1
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1 dimana
aksial (P) maksimum 4181749 kN yang menghasilkan M33 sebesar 920863 kN-m
dan M22 sebesar 796380 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu M33 maksimum
sebesar 1862805 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar 218102 kN- m dan aksial
(P) sebesar 4326789 kN
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1
Dari data yang telah diinputkan diperoleh diagram interaksi seperti pada
Gambar 30 Terlihat baik pada kombinasi 1 dan 2 beban masih berada di area
tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan bahwa kombinasi pembebanan
mampu ditahan oleh pier sehingga pier dikatakan aman terhadap beban yang
bekerja
Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1
43
Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2
Pier Segmen 2
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1
dimana aksial (P) maksimum 629513 kN yang menghasilkan M33 sebesar
38634 kN-m dan M22 sebesar 74265 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu
M33 maksimum sebesar 248387 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar
73617 kN-m dan aksial (P) sebesar 721377 kN
Berdasarkan data yang inputkan diperoleh diagram interaksi pier untuk pier
segmen 2 sebagai berikut
Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
27
= 9 kN
m2 x 145 m x 3575 m x 5
2 = 11663 kN
Jembatan Kanan
Gaya rem per pier = 9 kN
m2 x 18 m x 3575 m x 5
2 = 14479 kN
6 Pengaruh Temperatur
Gambar 23 Input Pengaruh Temperatur
7 Beban Angin
Diketahui
Cw = 125 (Tabel 3)
Vw = 35 ms (Tabel 2)
Ab = 198413 m2
Dengan menggunakan persamaan (4)
TE = 00006 Cw w 2Ab
= 00006 x 125 x 352 x 198413
= 18229 kN
TEW per pier = 18229 kN
4= 45573 kN
8 Tumbukan
100 kN
1
00
F
x
10o
Gambar 24 Proyeksi Tumbukan pada Pier Terhadap Sumbu X dan Sumbu Y
Fx
Fy
28
Tumbukan pada pier diinputkan sebagai beban titik dengan perhitungan sebagai
berikut
Fx = 100 kN x sin 100
= 17365 kN
Fy = 100 kN x cos 100
= 98481 kN
9 Beban Gempa
Pada penelitian ini analisis gempa dinamis dilakukan menggunakan grafik
respon spektrum Dalam pembuatan respon spektrum terlebih dahulu dilakukan
klasifikasi site (jenis tanah) lokasi yang ditinjau berdasarkan hasil penyelidikan
tanah (bore log) Dari data bore log dapat dihitung nilai rata-rata hasil uji
penetrasi standar (SPT) menggunakan persamaan (5) dengan hasil yang tertera
pada tabel berikut ini
Tabel 9 Perhitungan Nilai
Lapisan Kedalaman NSPT Tebal
(TebalSPT)
0 000 0 000 0000
1 330 2 330 1650
2 524 2 194 0971
3 723 2 198 0992
4 924 2 202 1009
5 1130 2 206 1028
6 1323 2 193 0963
7 1530 5 207 0415
8 1730 6 200 0333
9 1930 4 200 0500
10 2130 9 200 0222
11 2330 19 200 0105
12 2507 50 177 0035
13 2626 50 118 0024
14 2725 50 099 0020
15 2822 50 097 0019
16 2921 50 099 0020
17 3006 50 086 0017
3006 8324 3612
Diperoleh = 3612 dimana Σ Tebal Σ SPTfrasl yang menunjukkan bahwa jenis
tanah wilayah Tanjung Priok termasuk kelas situs E yaitu jenis tanah lunak
(Tabel 4) Selanjutnya dihitung nilai akselerasi respons spektra puncak untuk
periode pendek dan periode 1 detik dan desain akselerasi respon spektra
29
Gambar 25 (a) Peta Percepatan Puncak (PGA) wilayah Jakarta
(b) Peta Respon Spektra 02 detik (Ss) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
(c) Peta Respon Spektra 1 detik (S1) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
PGA (Peak Ground Acceleration) merupakan percepatan maksimum yang
menunjukkan intensitas daripada pergerakan lapisan tanah Berdasarkan Gambar 8
dapat diketahui bahwa wilayah yang ditinjau (Tanjung Priok Jakarta Utara)
memiliki nilai PGA 03 ndash 04 g Pendekatan angka menggunakan skala batas atas
dari nilai yang diketahui sehingga diambil nilai 04 g Wilayah Jakarta terdapat
pada zona dengan nilai respon spektra 02 detik probabilitas terlampaui 2 dalam
50 tahun (Ss) = 07 g dan nilai respon spektra 1 detik probabilitas terlampaui 2
dalam 50 tahun (S1 ) = 03 g Kemudian dengan interpolasi nilai Ss dan S1
menggunakan Tabel 5 amp 6 untuk tanah kelas E diperoleh nilai Fa dan Fv berturut-
turut sebesar 13 dan 28
Akselerasi respons spektra puncak periode pendek (SMS) dapat dihitung
dengan persamaan (6) sehingga SMS = 13 x 07 = 091 Akselerasi respons
spektra puncak periode 1 detik (SM1) dapat dihitung dengan persamaan (7)
sehingga SM1 = 28 x 03 = 084 Selanjutnya desain parameter akselerasi respon
spektra periode pendek dapat dihitung dengan persamaan (8) sehingga SDS =
091 = 07963 dan nilai desain parameter respon spektra periode 1 detik dapat
dihitung dengan persamaan (9) sehingga SD1 =
084 = 07350 Faktor
diperoleh dari konversi penggunaan peta gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
karena struktur yang ditinjau merupakan jembatan khusus dengan umur rencana
100 tahun Nilai Sa dihitung menggunakan persamaan 10-13 yang hasilnya
disajikan pada Tabel 10 Nilai T dan Sa diplot membentuk grafik respon spektrum
untuk analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
CSI Bridge
30
Tabel 10 Akselerasi Spektrum Gempa Wilayah Jakarta
T (det) Sa T (det) Sa
00000 03185 2 03675
01846 07963 21 03500
09231 07963 22 03341
1 07350 23 03196
11 06682 24 03063
12 06125 25 02940
13 05654 26 02827
14 05250 27 02722
15 04900 28 02625
16 04594 29 02534
17 04324 3 02450
18 04083 31 02371
19 03868 32 02297
Gambar 26 Grafik Respon Spektrum Wilayah
Jakarta Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010
Hasil Gaya Dalam (Internal Force)
a) Berat Sendiri
Kontrol perhitungan manual
Diketahui
Ag satu girder = 11915 m2
frsquoc girder = 40 MPa
wc girder = 25 kNm3
Tebal slab = 25 cm
frsquoc slab = 30 MPa
wc slab = 24 kNm3
Perhitungan
q slab = tebal slab x spasi antar girder x wc slab
= 025 m x 3567 m x 24 kNm3
= 21402 kNm
q girder = Ag girder x wc girder
= 11915 m2 x 25 kNm
3
= 29788 kNm
M girder = 1
8 q L2
= 1
8 29788 kN mfrasl 35
2 m
= 456129 kN-m
M slab = 1
8 q L2
= 1
8 21402 kN mfrasl 35
2 m
= 327718 kN-m
M girder + M slab = 456129 + 327718 = 783847 kN-m
31
Perhitungan momen secara manual dibandingkan dengan hasil yang ditampilkan
pada program CSI Bridge
Gambar 27 Hasil Momen Akibat Berat Sendiri pada Jembatan
Jembatan kiri terdapat 4 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 4 = 3135388 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min+M max = 28019386 kN-m + 7949228 kN-m
= 28814308 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
Jembatan kanan terdapat 5 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 5 = 3919235 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min + M max = 3494893 kN-m + 9915171 kN-m
= 35940447 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
b) Ultimate Limit States (ULS)
Kombinasi pembebanan yang menghasilkan gaya dalam maksimum
sepanjang jembatan adalah kombinasi ULS-5I (Tabel 7)
Gambar 28 Hasil Gaya Dalam Akibat Kombinasi Pembebanan ULS 5-I
32
c) Kontrol Lendutan
Lendutan maksimum yang diizinkan adalah L
800 =
35750 mm
800 = 4469 mm
sedangkan lendutan yang terjadi pada fly over dari program CSI Bridge
adalah 213 mm sehingga struktur dikatakan aman
Perhitungan Tendon
Dalam perhitungan tendon dan tulangan digunakan momen maksimal yang
terjadi pada penampang yang ditinjau
Tendon pada girder
Data Tendon
D tendon = 05 inchi = 127 mm = 00127 m
Ast = 987 mm2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Girder
Ag (Ax) = 11915 m2
Iz = 04204 m4
yt = 097 m
yb = 088 m
eb = 058 m
-Menghitung gaya prategang P
M berat sendiri = 801826 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 188156 kN-m
M beban hidup = 510983 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 1500965 kN-m
P2=
MybIz
-σb
1
Ax
ebybIz
P2=
150096 x 088
04204 3000
1
11915
058 x 088
04204 = 1384018 kN
Gambar 29 Deformasi yang Terjadi pada Struktur Akibat Beban Hidup
33
P1= Ast x x f u
= 00000987 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl = 110149 kN
Jumlah tendon yang diperlukan= P2
P1= 1384018 kN
110149 kN=125 tendon
Jumlah tendon eksisting = 110 tendon
Jumlah tendon hasil perhitungan yang melebihi tendon eksisting dapat disebabkan
karena perbedaan penggunaan jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo Perhitungan yang
dilakukan menggunakan semua kemungkinan kombinasi baik dalam arah
longitudinal maupun transversal jembatan (sub bab input pembebanan) Selain itu
dapat juga dikarenakan perbedaan dalam pemodelan panjang girder yang
menyebabkan terjadinya kelebihan momen
Tendon pada pier head
Data Tendon
D tendon = 06 inchi = 1524 mm = 0015 m
Ast = 1387 mm2 = 00001387 m
2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Pier Head
Ag (Ax) = 128765 m2
Iz = 6967 m4
yt = 139 m
yb = 123 m
et pada momen maksimal = 04396 m
et pada penampang kritis = 0702 m
-Menghitung P menggunakan Momen Pada Penampang Kritis (Mcr)
M berat sendiri = 41612388 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 7073499kN-m
M beban hidup = 14947156 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 63633043 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
63633043 x 139
3000
1
12875
0702 x 139
6967 = 40860556 kN
P1= Ast x x f u
= 00001387 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl =154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=
40860556 kN
154789 kN= 264 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
34
Berdasarkan jumlah tendon eksisting yang melebihi tendon yang diperlukan
dapat diasumsikan bahwa pier head tersebut tidak didesain menggunakan momen
pada penampang kritis (Mcr) Pada saat dibebani retak terjadi pada perubahan
geometri atau pada penampang kritis sehingga pada umumnya desain cukup
menggunakan Mcr yang nilainya lebih kecil daripada momen maksimal
-Menghitung P menggunakan Momen Maksimal (Mmax)
M berat sendiri = 57265256 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 8941951kN-m
M beban hidup = 20374506 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 86581713 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
865817123 x 139
6967 3000
1
12875
x 139
6967 = 86320521 kN
P1= 154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=86320521 kN
154789 kN= 558 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
Dengan menggunakan momen maksimum yang terjadi pada pier head hasil
perhitungan jumlah tendon yang diperlukan mendekati jumlah tendon eksisting
sehingga dapat diasumsikan struktur tersebut didesain menggunakan momen
maksimum Penggunaan momen maksimum yang terjadi menyebabkan
penambahan jumlah tendon dalam desain
Jumlah tendon eksisting Jumlah tendon yang diperlukan OK
Perhitungan Tulangan
Slab
-Tulangan Lentur Positif
Momen di lapangan Mu pada slab = 10333 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d = ndash drsquo= 250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
10333
08=12916 kN-m
Faktor tahanan momen = Mnx10
6
bd2 =
12916 x106
1000 x 2102= 2929
35
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2929
085 x 30 = 00079
ρmin
= 25 x 14
fy= 25 x
14
390= 0000897
Digunakan = 00079 sehingga
As= ρ b d = 00079 x 1000 mm x 210 mm = 167983 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 167983 mm2
= 1687 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
-Tulangan Lentur Negatif
Momen di tumpuan Mu pada slab = 9504 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d ndash drsquo=250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
9504
08=1188 kN-m
Faktor tahanan momen Rn=Mnx10
6
bd2 =
1188 x106
1000 x 2102= 2694
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2694
085 x 30 = 00073
ρmin
= 25 x 14
fy=25 x
14
390= 0000897
Digunakan ρ = 00073 sehingga
As= ρ b d = 00073 x 1000 mm x 210 mm =153652 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
36
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 153652 mm2
= 18443 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
- Tulangan Geser
Gaya geser Vu pada slab = 35306 kN
Kuat geser nominal yang disumbangkan oleh slab
c=
(
radicf
rsquoc
6
)
bwd =(radic30
6) 1000 x 210 = 19170289 kN
Vc = 06 x = 11502174 kN
u c tidak dibutuhkan tulangan geser
Girder
-Tulangan Lentur
Mu = 24895989 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 13 mm dengan jumlah 8 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 8 =
1
4 314 13
2 x 8 = 106132 mm2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan
(16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fcrsquo
d
dp ω- ωrsquo ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
10857 mm2
fps = 1860 (1 04
077 [00091
1860
40 2050
1800 (00414 00335 ])
= 18599 MPa
Menghitung lebar efektif Be
Diketahui tebal slab ho = 25 cm
Lebar efektif diambil nilai terkecil dari L
4 =
3575 m
4= 894 m
Jarak antar girder s = 3567 m
12 = 12 x 025 = 3 m Diambil Be = 3 m
Eslab = 2574296 MPa
Egirder = 2972541 MPa
n = Eslab
Egirder
= 2574296 MPa
2972541 MPa= 087
Sehingga Be = n x 3 m = 087 x 3 m = 261 m = 2610 mm
37
h = h girder + h slab = 250 + 1850 = 2100 mm
tebal selimut beton drsquo = 50 mm
d = h ndash drsquo
= 2100 mm ndash 50 mm = 2050 mm
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
Aps fps As fy = 085 fcrsquoab
10857 mm2
x 18599 MPa+106132 mm2 x 390 MPa = 085 x 40 MPa x a x
2610 mm
a = 23223 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16)
dengan nilai = 08 adalah sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d-a
2) As fy (d-
a
2)+
= 08 x 10857 mm2 x 18599 MPa (2050 mm-
23223 mm
2) +
106132 mm2
x 390 MPa (2050 mm-23223 mm
2)
= 31242337 kN-m + 640371 kN-m
= 31882709 kN-m
Mn = 31882709 kN-m gt Mu = 24720615 kN-m (OK memenuhi syarat)
Cara yang telah dijabarkan diatas merupakan cara mendesain kekuatan
lentur balok prategang dengan pendekatan trial and error diameter tulangan dan
jumlah tulangan dalam Nawy (2001) Dengan menggunakan pendekatan tersebut
terlebih dahulu dilakukan pemeriksaan terhadap tulangan eksisting menggunakan
data sekunder Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa kapasitas momen
nominal yang disumbangkan oleh tendon Mn tendon lebih besar daripada
momen ultimit yang terjadi Mu akibat pembebanan sehingga momen cukup
ditahan oleh tendon (tidak dibutuhkan tulangan lentur) Tulangan eksisting yang
digunakan merupakan tulangan susut yang berfungsi mencegah terjadinya retak
pada beton
tulangan susut = 00018 x luas penampang girder Ag
= 00018 x 11915 m2
= 00021447 m
2
Digunakan D-13 sehingga = 21447 mm2
1
4 d
2=
21447 m2
1
4 13
2= 16 lt n eksisting = 40
Menurut SNI 03-2847-2002 tentang Tata Cara Perhitungan Struktur Beton
untuk Bangunan Gedung jumlah tulangan susut dan suhu harus dipasang dengan
jarak tidak lebih dari lima kali tebal plat atau 450 mm Jarak maksimum antara
tulangan susut eksisting = 330 mm (lt 450 mm) sehingga tulangan tersebut dari
segi jumlah dan jarak antar tulangan memenuhi syarat
-Tulangan Geser
Girder di tumpuan
Ag = 2682500 mm2
h = 1850 mm
d = h-drsquo= 1850 mm ndash 50 mm = 1800 mm
bw = 1000 mm
38
Gaya geser di tumpuan = 300256 kN dan gaya aksial = 420053 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 420053
14 x 2682500 mm2 ) (
radic40
6) 1000 mm x 1800 mm
= 2109587 kN
c = 06 x 2109587 kN = 1265752 kN u = n
= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit
yang terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (300256 kN ndash (06 x 2109587 kN))06 = 2894674 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av = 2894674 x 103
390 MPa x 1800 mm
mm
= 515433 mm2
Digunakan D-22 sehingga n= Av
1
4 D2
= mm2
1
4 22
2=136 2 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 7 OK
Girder di lapangan
Ag = 1191500 mm2
h = 1850 mm
tulangan utama dan tulangan geser = D 13
d = h - drsquo- 13 - 05 x 13 = 17805 mm
= 1850 ndash 50 ndash 13 ndash (05 x 13) = 17805 mm
bw = 600 mm
Gaya geser di lapangan =193044 kN dan gaya aksial = 274113 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 274113
14 x 1191500 mm2 ) (
radic40
6) 600 mm x 17805 mm
= 1311133 kN
c= 06 x 1311133 kN = 78668 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang
terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
39
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (193044 kN ndash (06 x 1311133 kN))06 = 1906273 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av= 1906273 kN x 10
3
390 MPa x 17805 mm
150 mm
= 411784 mm2
Digunakan D-13 sehingga n= Av
1
4 D2
= 411784 mm2
1
4 13
2= 3103 4 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 4 OK
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 5215433 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Girder dianggap sebagai penampang berongga dinding tipis sehingga besar
modulus puntir = 2 Ambw dimana adalah girder
Jt = 2 x 1191500 mm2 x 2610 mm
= 6219630000 mm3
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 6219630000 (03 radic )radic1 10 1034
= 190101E+11 N-mm = 19010103 kN-m
Tc = 06 x 19010103 kN-m = 11406062 kN-m
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa nilai lebih besar dari sehingga
beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan torsi)
Pier Head
-Tulangan Lentur
Mu = 93134113 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 19 mm dengan jumlah 32 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 25=
1
4 314 x19
2 x 32 = 906832 mm
2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan (16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
Aps = 79059 mm2
fps = 1860 (1 04
081 [00061
1860
35 2520
1670 (00131 00196 ])
588537 MPa
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
40
Aps fps As fy= 085 fc ab
79059 mm2 x 588537 MPa + 906832mm
2 x 390 MPa = 085 x 35 MPa x a x
4500 mm
a = 373974 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16) dengan nilai
= 08 dapat dijabarkan sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d -a
2) As fy (d -
a
2)+
= 08 x 79059 mm2 x 588537 MPa (2520 mm-
373974 mm
2) +
906832 mm2 x 390 MPa (2520 mm-
373974 mm
2)
= 86842499 kN-m + 66008303 kN-m
= 108290509 kN-m
Mn = 93443330 kN-m gt Mu = 93134113 kN-m (OK memenuhi syarat)
-Tulangan Geser
Ag = 12876500 mm2
h = 2620 mm
d = h - d = 2620 mm ndash 100 mm = 2520 mm
= 4500 mm
Gaya geser u di tumpuan = 2011783 kN dan gaya aksial = 241249 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicf c
6) bwd
= (1 241249 kN
14 x 12876500 mm2 ) (
radic35
6) 4500 mm x 2520 mm
= 1118154 kN
c = 06 x 1118154 kN = 6708924 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa tahanan geser yang disumbangkan
oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang terjadi
sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (2011783 kN ndash 6708924 kN)06 = 1676113 kN
s = Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan
Av= s
fy x d
s
Av= 1676113 kN x 10
3
390 MPa x 2520 mm
125 mm
= 2131808 mm2
Digunakan D-16 sehingga n= Av
1
4 D2
= 2131808 mm2
1
4 16
2=106 11 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 8-D16 dan 2-D25 OK
41
Selisih jumlah tulangan D-16 antara hasil perhitungan dengan eksisting sebanyak
3 tulangan telah ditutupi dengan penggunaan 2 tulangan D-25 pada eksisting
sehingga tulangan tersebut dikatakan memenuhi syarat
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 1617885 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Untuk penampang segiempat masif modulus puntir Jt= 04x2y
Jt = 04 x 45002 mm x 2620 mm
= 21222 x 106 Nmm = 21222 kN-m
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 21222 x 106 Nmm (03 radic35 MPa)radic1
10 x 1034 MPa
35
= 6485 x 1011
N-mm = 648487513 kN-m
Tc= 06 x 648487513 kN-m = 389092507 kN-m
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa nilai Tc lebih besar dari Tu
sehingga beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan
torsi)
Pemeriksaan Kolom
Struktur kolom tidak hanya menerima beban aksial vertikal tetapi juga
momen lentur sehingga analisis kolom diperhitungkan untuk menyangga beban
aksial desak dengan eksentrisitas tertentu (Nasution 2009) Pada penelitian ini
analisis kolom dilakukan menggunakan program PCA Col untuk memeriksa
kapasitas tulangan eksisting terhadap beban yang bekerja pada struktur Beban
aksial dan momen yang diinputkan diperoleh dari program CSI Bridge Analisis
kolom dilakukan pada pier segmen 1 dan pier segmen 2 yang masing-masing
memiliki dimensi dan susunan tulangan yang berbeda
Gambar 30 Pemodelan Pier
Pier Segmen 1
Pier
Segmen 2
42
Pier Segmen 1
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1 dimana
aksial (P) maksimum 4181749 kN yang menghasilkan M33 sebesar 920863 kN-m
dan M22 sebesar 796380 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu M33 maksimum
sebesar 1862805 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar 218102 kN- m dan aksial
(P) sebesar 4326789 kN
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1
Dari data yang telah diinputkan diperoleh diagram interaksi seperti pada
Gambar 30 Terlihat baik pada kombinasi 1 dan 2 beban masih berada di area
tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan bahwa kombinasi pembebanan
mampu ditahan oleh pier sehingga pier dikatakan aman terhadap beban yang
bekerja
Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1
43
Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2
Pier Segmen 2
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1
dimana aksial (P) maksimum 629513 kN yang menghasilkan M33 sebesar
38634 kN-m dan M22 sebesar 74265 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu
M33 maksimum sebesar 248387 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar
73617 kN-m dan aksial (P) sebesar 721377 kN
Berdasarkan data yang inputkan diperoleh diagram interaksi pier untuk pier
segmen 2 sebagai berikut
Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
28
Tumbukan pada pier diinputkan sebagai beban titik dengan perhitungan sebagai
berikut
Fx = 100 kN x sin 100
= 17365 kN
Fy = 100 kN x cos 100
= 98481 kN
9 Beban Gempa
Pada penelitian ini analisis gempa dinamis dilakukan menggunakan grafik
respon spektrum Dalam pembuatan respon spektrum terlebih dahulu dilakukan
klasifikasi site (jenis tanah) lokasi yang ditinjau berdasarkan hasil penyelidikan
tanah (bore log) Dari data bore log dapat dihitung nilai rata-rata hasil uji
penetrasi standar (SPT) menggunakan persamaan (5) dengan hasil yang tertera
pada tabel berikut ini
Tabel 9 Perhitungan Nilai
Lapisan Kedalaman NSPT Tebal
(TebalSPT)
0 000 0 000 0000
1 330 2 330 1650
2 524 2 194 0971
3 723 2 198 0992
4 924 2 202 1009
5 1130 2 206 1028
6 1323 2 193 0963
7 1530 5 207 0415
8 1730 6 200 0333
9 1930 4 200 0500
10 2130 9 200 0222
11 2330 19 200 0105
12 2507 50 177 0035
13 2626 50 118 0024
14 2725 50 099 0020
15 2822 50 097 0019
16 2921 50 099 0020
17 3006 50 086 0017
3006 8324 3612
Diperoleh = 3612 dimana Σ Tebal Σ SPTfrasl yang menunjukkan bahwa jenis
tanah wilayah Tanjung Priok termasuk kelas situs E yaitu jenis tanah lunak
(Tabel 4) Selanjutnya dihitung nilai akselerasi respons spektra puncak untuk
periode pendek dan periode 1 detik dan desain akselerasi respon spektra
29
Gambar 25 (a) Peta Percepatan Puncak (PGA) wilayah Jakarta
(b) Peta Respon Spektra 02 detik (Ss) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
(c) Peta Respon Spektra 1 detik (S1) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
PGA (Peak Ground Acceleration) merupakan percepatan maksimum yang
menunjukkan intensitas daripada pergerakan lapisan tanah Berdasarkan Gambar 8
dapat diketahui bahwa wilayah yang ditinjau (Tanjung Priok Jakarta Utara)
memiliki nilai PGA 03 ndash 04 g Pendekatan angka menggunakan skala batas atas
dari nilai yang diketahui sehingga diambil nilai 04 g Wilayah Jakarta terdapat
pada zona dengan nilai respon spektra 02 detik probabilitas terlampaui 2 dalam
50 tahun (Ss) = 07 g dan nilai respon spektra 1 detik probabilitas terlampaui 2
dalam 50 tahun (S1 ) = 03 g Kemudian dengan interpolasi nilai Ss dan S1
menggunakan Tabel 5 amp 6 untuk tanah kelas E diperoleh nilai Fa dan Fv berturut-
turut sebesar 13 dan 28
Akselerasi respons spektra puncak periode pendek (SMS) dapat dihitung
dengan persamaan (6) sehingga SMS = 13 x 07 = 091 Akselerasi respons
spektra puncak periode 1 detik (SM1) dapat dihitung dengan persamaan (7)
sehingga SM1 = 28 x 03 = 084 Selanjutnya desain parameter akselerasi respon
spektra periode pendek dapat dihitung dengan persamaan (8) sehingga SDS =
091 = 07963 dan nilai desain parameter respon spektra periode 1 detik dapat
dihitung dengan persamaan (9) sehingga SD1 =
084 = 07350 Faktor
diperoleh dari konversi penggunaan peta gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
karena struktur yang ditinjau merupakan jembatan khusus dengan umur rencana
100 tahun Nilai Sa dihitung menggunakan persamaan 10-13 yang hasilnya
disajikan pada Tabel 10 Nilai T dan Sa diplot membentuk grafik respon spektrum
untuk analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
CSI Bridge
30
Tabel 10 Akselerasi Spektrum Gempa Wilayah Jakarta
T (det) Sa T (det) Sa
00000 03185 2 03675
01846 07963 21 03500
09231 07963 22 03341
1 07350 23 03196
11 06682 24 03063
12 06125 25 02940
13 05654 26 02827
14 05250 27 02722
15 04900 28 02625
16 04594 29 02534
17 04324 3 02450
18 04083 31 02371
19 03868 32 02297
Gambar 26 Grafik Respon Spektrum Wilayah
Jakarta Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010
Hasil Gaya Dalam (Internal Force)
a) Berat Sendiri
Kontrol perhitungan manual
Diketahui
Ag satu girder = 11915 m2
frsquoc girder = 40 MPa
wc girder = 25 kNm3
Tebal slab = 25 cm
frsquoc slab = 30 MPa
wc slab = 24 kNm3
Perhitungan
q slab = tebal slab x spasi antar girder x wc slab
= 025 m x 3567 m x 24 kNm3
= 21402 kNm
q girder = Ag girder x wc girder
= 11915 m2 x 25 kNm
3
= 29788 kNm
M girder = 1
8 q L2
= 1
8 29788 kN mfrasl 35
2 m
= 456129 kN-m
M slab = 1
8 q L2
= 1
8 21402 kN mfrasl 35
2 m
= 327718 kN-m
M girder + M slab = 456129 + 327718 = 783847 kN-m
31
Perhitungan momen secara manual dibandingkan dengan hasil yang ditampilkan
pada program CSI Bridge
Gambar 27 Hasil Momen Akibat Berat Sendiri pada Jembatan
Jembatan kiri terdapat 4 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 4 = 3135388 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min+M max = 28019386 kN-m + 7949228 kN-m
= 28814308 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
Jembatan kanan terdapat 5 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 5 = 3919235 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min + M max = 3494893 kN-m + 9915171 kN-m
= 35940447 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
b) Ultimate Limit States (ULS)
Kombinasi pembebanan yang menghasilkan gaya dalam maksimum
sepanjang jembatan adalah kombinasi ULS-5I (Tabel 7)
Gambar 28 Hasil Gaya Dalam Akibat Kombinasi Pembebanan ULS 5-I
32
c) Kontrol Lendutan
Lendutan maksimum yang diizinkan adalah L
800 =
35750 mm
800 = 4469 mm
sedangkan lendutan yang terjadi pada fly over dari program CSI Bridge
adalah 213 mm sehingga struktur dikatakan aman
Perhitungan Tendon
Dalam perhitungan tendon dan tulangan digunakan momen maksimal yang
terjadi pada penampang yang ditinjau
Tendon pada girder
Data Tendon
D tendon = 05 inchi = 127 mm = 00127 m
Ast = 987 mm2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Girder
Ag (Ax) = 11915 m2
Iz = 04204 m4
yt = 097 m
yb = 088 m
eb = 058 m
-Menghitung gaya prategang P
M berat sendiri = 801826 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 188156 kN-m
M beban hidup = 510983 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 1500965 kN-m
P2=
MybIz
-σb
1
Ax
ebybIz
P2=
150096 x 088
04204 3000
1
11915
058 x 088
04204 = 1384018 kN
Gambar 29 Deformasi yang Terjadi pada Struktur Akibat Beban Hidup
33
P1= Ast x x f u
= 00000987 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl = 110149 kN
Jumlah tendon yang diperlukan= P2
P1= 1384018 kN
110149 kN=125 tendon
Jumlah tendon eksisting = 110 tendon
Jumlah tendon hasil perhitungan yang melebihi tendon eksisting dapat disebabkan
karena perbedaan penggunaan jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo Perhitungan yang
dilakukan menggunakan semua kemungkinan kombinasi baik dalam arah
longitudinal maupun transversal jembatan (sub bab input pembebanan) Selain itu
dapat juga dikarenakan perbedaan dalam pemodelan panjang girder yang
menyebabkan terjadinya kelebihan momen
Tendon pada pier head
Data Tendon
D tendon = 06 inchi = 1524 mm = 0015 m
Ast = 1387 mm2 = 00001387 m
2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Pier Head
Ag (Ax) = 128765 m2
Iz = 6967 m4
yt = 139 m
yb = 123 m
et pada momen maksimal = 04396 m
et pada penampang kritis = 0702 m
-Menghitung P menggunakan Momen Pada Penampang Kritis (Mcr)
M berat sendiri = 41612388 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 7073499kN-m
M beban hidup = 14947156 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 63633043 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
63633043 x 139
3000
1
12875
0702 x 139
6967 = 40860556 kN
P1= Ast x x f u
= 00001387 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl =154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=
40860556 kN
154789 kN= 264 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
34
Berdasarkan jumlah tendon eksisting yang melebihi tendon yang diperlukan
dapat diasumsikan bahwa pier head tersebut tidak didesain menggunakan momen
pada penampang kritis (Mcr) Pada saat dibebani retak terjadi pada perubahan
geometri atau pada penampang kritis sehingga pada umumnya desain cukup
menggunakan Mcr yang nilainya lebih kecil daripada momen maksimal
-Menghitung P menggunakan Momen Maksimal (Mmax)
M berat sendiri = 57265256 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 8941951kN-m
M beban hidup = 20374506 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 86581713 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
865817123 x 139
6967 3000
1
12875
x 139
6967 = 86320521 kN
P1= 154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=86320521 kN
154789 kN= 558 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
Dengan menggunakan momen maksimum yang terjadi pada pier head hasil
perhitungan jumlah tendon yang diperlukan mendekati jumlah tendon eksisting
sehingga dapat diasumsikan struktur tersebut didesain menggunakan momen
maksimum Penggunaan momen maksimum yang terjadi menyebabkan
penambahan jumlah tendon dalam desain
Jumlah tendon eksisting Jumlah tendon yang diperlukan OK
Perhitungan Tulangan
Slab
-Tulangan Lentur Positif
Momen di lapangan Mu pada slab = 10333 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d = ndash drsquo= 250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
10333
08=12916 kN-m
Faktor tahanan momen = Mnx10
6
bd2 =
12916 x106
1000 x 2102= 2929
35
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2929
085 x 30 = 00079
ρmin
= 25 x 14
fy= 25 x
14
390= 0000897
Digunakan = 00079 sehingga
As= ρ b d = 00079 x 1000 mm x 210 mm = 167983 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 167983 mm2
= 1687 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
-Tulangan Lentur Negatif
Momen di tumpuan Mu pada slab = 9504 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d ndash drsquo=250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
9504
08=1188 kN-m
Faktor tahanan momen Rn=Mnx10
6
bd2 =
1188 x106
1000 x 2102= 2694
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2694
085 x 30 = 00073
ρmin
= 25 x 14
fy=25 x
14
390= 0000897
Digunakan ρ = 00073 sehingga
As= ρ b d = 00073 x 1000 mm x 210 mm =153652 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
36
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 153652 mm2
= 18443 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
- Tulangan Geser
Gaya geser Vu pada slab = 35306 kN
Kuat geser nominal yang disumbangkan oleh slab
c=
(
radicf
rsquoc
6
)
bwd =(radic30
6) 1000 x 210 = 19170289 kN
Vc = 06 x = 11502174 kN
u c tidak dibutuhkan tulangan geser
Girder
-Tulangan Lentur
Mu = 24895989 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 13 mm dengan jumlah 8 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 8 =
1
4 314 13
2 x 8 = 106132 mm2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan
(16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fcrsquo
d
dp ω- ωrsquo ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
10857 mm2
fps = 1860 (1 04
077 [00091
1860
40 2050
1800 (00414 00335 ])
= 18599 MPa
Menghitung lebar efektif Be
Diketahui tebal slab ho = 25 cm
Lebar efektif diambil nilai terkecil dari L
4 =
3575 m
4= 894 m
Jarak antar girder s = 3567 m
12 = 12 x 025 = 3 m Diambil Be = 3 m
Eslab = 2574296 MPa
Egirder = 2972541 MPa
n = Eslab
Egirder
= 2574296 MPa
2972541 MPa= 087
Sehingga Be = n x 3 m = 087 x 3 m = 261 m = 2610 mm
37
h = h girder + h slab = 250 + 1850 = 2100 mm
tebal selimut beton drsquo = 50 mm
d = h ndash drsquo
= 2100 mm ndash 50 mm = 2050 mm
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
Aps fps As fy = 085 fcrsquoab
10857 mm2
x 18599 MPa+106132 mm2 x 390 MPa = 085 x 40 MPa x a x
2610 mm
a = 23223 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16)
dengan nilai = 08 adalah sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d-a
2) As fy (d-
a
2)+
= 08 x 10857 mm2 x 18599 MPa (2050 mm-
23223 mm
2) +
106132 mm2
x 390 MPa (2050 mm-23223 mm
2)
= 31242337 kN-m + 640371 kN-m
= 31882709 kN-m
Mn = 31882709 kN-m gt Mu = 24720615 kN-m (OK memenuhi syarat)
Cara yang telah dijabarkan diatas merupakan cara mendesain kekuatan
lentur balok prategang dengan pendekatan trial and error diameter tulangan dan
jumlah tulangan dalam Nawy (2001) Dengan menggunakan pendekatan tersebut
terlebih dahulu dilakukan pemeriksaan terhadap tulangan eksisting menggunakan
data sekunder Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa kapasitas momen
nominal yang disumbangkan oleh tendon Mn tendon lebih besar daripada
momen ultimit yang terjadi Mu akibat pembebanan sehingga momen cukup
ditahan oleh tendon (tidak dibutuhkan tulangan lentur) Tulangan eksisting yang
digunakan merupakan tulangan susut yang berfungsi mencegah terjadinya retak
pada beton
tulangan susut = 00018 x luas penampang girder Ag
= 00018 x 11915 m2
= 00021447 m
2
Digunakan D-13 sehingga = 21447 mm2
1
4 d
2=
21447 m2
1
4 13
2= 16 lt n eksisting = 40
Menurut SNI 03-2847-2002 tentang Tata Cara Perhitungan Struktur Beton
untuk Bangunan Gedung jumlah tulangan susut dan suhu harus dipasang dengan
jarak tidak lebih dari lima kali tebal plat atau 450 mm Jarak maksimum antara
tulangan susut eksisting = 330 mm (lt 450 mm) sehingga tulangan tersebut dari
segi jumlah dan jarak antar tulangan memenuhi syarat
-Tulangan Geser
Girder di tumpuan
Ag = 2682500 mm2
h = 1850 mm
d = h-drsquo= 1850 mm ndash 50 mm = 1800 mm
bw = 1000 mm
38
Gaya geser di tumpuan = 300256 kN dan gaya aksial = 420053 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 420053
14 x 2682500 mm2 ) (
radic40
6) 1000 mm x 1800 mm
= 2109587 kN
c = 06 x 2109587 kN = 1265752 kN u = n
= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit
yang terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (300256 kN ndash (06 x 2109587 kN))06 = 2894674 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av = 2894674 x 103
390 MPa x 1800 mm
mm
= 515433 mm2
Digunakan D-22 sehingga n= Av
1
4 D2
= mm2
1
4 22
2=136 2 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 7 OK
Girder di lapangan
Ag = 1191500 mm2
h = 1850 mm
tulangan utama dan tulangan geser = D 13
d = h - drsquo- 13 - 05 x 13 = 17805 mm
= 1850 ndash 50 ndash 13 ndash (05 x 13) = 17805 mm
bw = 600 mm
Gaya geser di lapangan =193044 kN dan gaya aksial = 274113 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 274113
14 x 1191500 mm2 ) (
radic40
6) 600 mm x 17805 mm
= 1311133 kN
c= 06 x 1311133 kN = 78668 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang
terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
39
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (193044 kN ndash (06 x 1311133 kN))06 = 1906273 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av= 1906273 kN x 10
3
390 MPa x 17805 mm
150 mm
= 411784 mm2
Digunakan D-13 sehingga n= Av
1
4 D2
= 411784 mm2
1
4 13
2= 3103 4 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 4 OK
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 5215433 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Girder dianggap sebagai penampang berongga dinding tipis sehingga besar
modulus puntir = 2 Ambw dimana adalah girder
Jt = 2 x 1191500 mm2 x 2610 mm
= 6219630000 mm3
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 6219630000 (03 radic )radic1 10 1034
= 190101E+11 N-mm = 19010103 kN-m
Tc = 06 x 19010103 kN-m = 11406062 kN-m
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa nilai lebih besar dari sehingga
beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan torsi)
Pier Head
-Tulangan Lentur
Mu = 93134113 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 19 mm dengan jumlah 32 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 25=
1
4 314 x19
2 x 32 = 906832 mm
2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan (16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
Aps = 79059 mm2
fps = 1860 (1 04
081 [00061
1860
35 2520
1670 (00131 00196 ])
588537 MPa
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
40
Aps fps As fy= 085 fc ab
79059 mm2 x 588537 MPa + 906832mm
2 x 390 MPa = 085 x 35 MPa x a x
4500 mm
a = 373974 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16) dengan nilai
= 08 dapat dijabarkan sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d -a
2) As fy (d -
a
2)+
= 08 x 79059 mm2 x 588537 MPa (2520 mm-
373974 mm
2) +
906832 mm2 x 390 MPa (2520 mm-
373974 mm
2)
= 86842499 kN-m + 66008303 kN-m
= 108290509 kN-m
Mn = 93443330 kN-m gt Mu = 93134113 kN-m (OK memenuhi syarat)
-Tulangan Geser
Ag = 12876500 mm2
h = 2620 mm
d = h - d = 2620 mm ndash 100 mm = 2520 mm
= 4500 mm
Gaya geser u di tumpuan = 2011783 kN dan gaya aksial = 241249 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicf c
6) bwd
= (1 241249 kN
14 x 12876500 mm2 ) (
radic35
6) 4500 mm x 2520 mm
= 1118154 kN
c = 06 x 1118154 kN = 6708924 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa tahanan geser yang disumbangkan
oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang terjadi
sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (2011783 kN ndash 6708924 kN)06 = 1676113 kN
s = Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan
Av= s
fy x d
s
Av= 1676113 kN x 10
3
390 MPa x 2520 mm
125 mm
= 2131808 mm2
Digunakan D-16 sehingga n= Av
1
4 D2
= 2131808 mm2
1
4 16
2=106 11 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 8-D16 dan 2-D25 OK
41
Selisih jumlah tulangan D-16 antara hasil perhitungan dengan eksisting sebanyak
3 tulangan telah ditutupi dengan penggunaan 2 tulangan D-25 pada eksisting
sehingga tulangan tersebut dikatakan memenuhi syarat
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 1617885 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Untuk penampang segiempat masif modulus puntir Jt= 04x2y
Jt = 04 x 45002 mm x 2620 mm
= 21222 x 106 Nmm = 21222 kN-m
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 21222 x 106 Nmm (03 radic35 MPa)radic1
10 x 1034 MPa
35
= 6485 x 1011
N-mm = 648487513 kN-m
Tc= 06 x 648487513 kN-m = 389092507 kN-m
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa nilai Tc lebih besar dari Tu
sehingga beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan
torsi)
Pemeriksaan Kolom
Struktur kolom tidak hanya menerima beban aksial vertikal tetapi juga
momen lentur sehingga analisis kolom diperhitungkan untuk menyangga beban
aksial desak dengan eksentrisitas tertentu (Nasution 2009) Pada penelitian ini
analisis kolom dilakukan menggunakan program PCA Col untuk memeriksa
kapasitas tulangan eksisting terhadap beban yang bekerja pada struktur Beban
aksial dan momen yang diinputkan diperoleh dari program CSI Bridge Analisis
kolom dilakukan pada pier segmen 1 dan pier segmen 2 yang masing-masing
memiliki dimensi dan susunan tulangan yang berbeda
Gambar 30 Pemodelan Pier
Pier Segmen 1
Pier
Segmen 2
42
Pier Segmen 1
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1 dimana
aksial (P) maksimum 4181749 kN yang menghasilkan M33 sebesar 920863 kN-m
dan M22 sebesar 796380 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu M33 maksimum
sebesar 1862805 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar 218102 kN- m dan aksial
(P) sebesar 4326789 kN
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1
Dari data yang telah diinputkan diperoleh diagram interaksi seperti pada
Gambar 30 Terlihat baik pada kombinasi 1 dan 2 beban masih berada di area
tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan bahwa kombinasi pembebanan
mampu ditahan oleh pier sehingga pier dikatakan aman terhadap beban yang
bekerja
Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1
43
Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2
Pier Segmen 2
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1
dimana aksial (P) maksimum 629513 kN yang menghasilkan M33 sebesar
38634 kN-m dan M22 sebesar 74265 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu
M33 maksimum sebesar 248387 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar
73617 kN-m dan aksial (P) sebesar 721377 kN
Berdasarkan data yang inputkan diperoleh diagram interaksi pier untuk pier
segmen 2 sebagai berikut
Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
29
Gambar 25 (a) Peta Percepatan Puncak (PGA) wilayah Jakarta
(b) Peta Respon Spektra 02 detik (Ss) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
(c) Peta Respon Spektra 1 detik (S1) wilayah Jakarta untuk
Probabilitas Terlampaui 2 dalam 50 Tahun
PGA (Peak Ground Acceleration) merupakan percepatan maksimum yang
menunjukkan intensitas daripada pergerakan lapisan tanah Berdasarkan Gambar 8
dapat diketahui bahwa wilayah yang ditinjau (Tanjung Priok Jakarta Utara)
memiliki nilai PGA 03 ndash 04 g Pendekatan angka menggunakan skala batas atas
dari nilai yang diketahui sehingga diambil nilai 04 g Wilayah Jakarta terdapat
pada zona dengan nilai respon spektra 02 detik probabilitas terlampaui 2 dalam
50 tahun (Ss) = 07 g dan nilai respon spektra 1 detik probabilitas terlampaui 2
dalam 50 tahun (S1 ) = 03 g Kemudian dengan interpolasi nilai Ss dan S1
menggunakan Tabel 5 amp 6 untuk tanah kelas E diperoleh nilai Fa dan Fv berturut-
turut sebesar 13 dan 28
Akselerasi respons spektra puncak periode pendek (SMS) dapat dihitung
dengan persamaan (6) sehingga SMS = 13 x 07 = 091 Akselerasi respons
spektra puncak periode 1 detik (SM1) dapat dihitung dengan persamaan (7)
sehingga SM1 = 28 x 03 = 084 Selanjutnya desain parameter akselerasi respon
spektra periode pendek dapat dihitung dengan persamaan (8) sehingga SDS =
091 = 07963 dan nilai desain parameter respon spektra periode 1 detik dapat
dihitung dengan persamaan (9) sehingga SD1 =
084 = 07350 Faktor
diperoleh dari konversi penggunaan peta gempa 2500 tahun ke gempa 100 tahun
karena struktur yang ditinjau merupakan jembatan khusus dengan umur rencana
100 tahun Nilai Sa dihitung menggunakan persamaan 10-13 yang hasilnya
disajikan pada Tabel 10 Nilai T dan Sa diplot membentuk grafik respon spektrum
untuk analisis beban gempa dinamis yang kemudian diinputkan ke dalam program
CSI Bridge
30
Tabel 10 Akselerasi Spektrum Gempa Wilayah Jakarta
T (det) Sa T (det) Sa
00000 03185 2 03675
01846 07963 21 03500
09231 07963 22 03341
1 07350 23 03196
11 06682 24 03063
12 06125 25 02940
13 05654 26 02827
14 05250 27 02722
15 04900 28 02625
16 04594 29 02534
17 04324 3 02450
18 04083 31 02371
19 03868 32 02297
Gambar 26 Grafik Respon Spektrum Wilayah
Jakarta Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010
Hasil Gaya Dalam (Internal Force)
a) Berat Sendiri
Kontrol perhitungan manual
Diketahui
Ag satu girder = 11915 m2
frsquoc girder = 40 MPa
wc girder = 25 kNm3
Tebal slab = 25 cm
frsquoc slab = 30 MPa
wc slab = 24 kNm3
Perhitungan
q slab = tebal slab x spasi antar girder x wc slab
= 025 m x 3567 m x 24 kNm3
= 21402 kNm
q girder = Ag girder x wc girder
= 11915 m2 x 25 kNm
3
= 29788 kNm
M girder = 1
8 q L2
= 1
8 29788 kN mfrasl 35
2 m
= 456129 kN-m
M slab = 1
8 q L2
= 1
8 21402 kN mfrasl 35
2 m
= 327718 kN-m
M girder + M slab = 456129 + 327718 = 783847 kN-m
31
Perhitungan momen secara manual dibandingkan dengan hasil yang ditampilkan
pada program CSI Bridge
Gambar 27 Hasil Momen Akibat Berat Sendiri pada Jembatan
Jembatan kiri terdapat 4 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 4 = 3135388 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min+M max = 28019386 kN-m + 7949228 kN-m
= 28814308 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
Jembatan kanan terdapat 5 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 5 = 3919235 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min + M max = 3494893 kN-m + 9915171 kN-m
= 35940447 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
b) Ultimate Limit States (ULS)
Kombinasi pembebanan yang menghasilkan gaya dalam maksimum
sepanjang jembatan adalah kombinasi ULS-5I (Tabel 7)
Gambar 28 Hasil Gaya Dalam Akibat Kombinasi Pembebanan ULS 5-I
32
c) Kontrol Lendutan
Lendutan maksimum yang diizinkan adalah L
800 =
35750 mm
800 = 4469 mm
sedangkan lendutan yang terjadi pada fly over dari program CSI Bridge
adalah 213 mm sehingga struktur dikatakan aman
Perhitungan Tendon
Dalam perhitungan tendon dan tulangan digunakan momen maksimal yang
terjadi pada penampang yang ditinjau
Tendon pada girder
Data Tendon
D tendon = 05 inchi = 127 mm = 00127 m
Ast = 987 mm2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Girder
Ag (Ax) = 11915 m2
Iz = 04204 m4
yt = 097 m
yb = 088 m
eb = 058 m
-Menghitung gaya prategang P
M berat sendiri = 801826 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 188156 kN-m
M beban hidup = 510983 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 1500965 kN-m
P2=
MybIz
-σb
1
Ax
ebybIz
P2=
150096 x 088
04204 3000
1
11915
058 x 088
04204 = 1384018 kN
Gambar 29 Deformasi yang Terjadi pada Struktur Akibat Beban Hidup
33
P1= Ast x x f u
= 00000987 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl = 110149 kN
Jumlah tendon yang diperlukan= P2
P1= 1384018 kN
110149 kN=125 tendon
Jumlah tendon eksisting = 110 tendon
Jumlah tendon hasil perhitungan yang melebihi tendon eksisting dapat disebabkan
karena perbedaan penggunaan jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo Perhitungan yang
dilakukan menggunakan semua kemungkinan kombinasi baik dalam arah
longitudinal maupun transversal jembatan (sub bab input pembebanan) Selain itu
dapat juga dikarenakan perbedaan dalam pemodelan panjang girder yang
menyebabkan terjadinya kelebihan momen
Tendon pada pier head
Data Tendon
D tendon = 06 inchi = 1524 mm = 0015 m
Ast = 1387 mm2 = 00001387 m
2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Pier Head
Ag (Ax) = 128765 m2
Iz = 6967 m4
yt = 139 m
yb = 123 m
et pada momen maksimal = 04396 m
et pada penampang kritis = 0702 m
-Menghitung P menggunakan Momen Pada Penampang Kritis (Mcr)
M berat sendiri = 41612388 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 7073499kN-m
M beban hidup = 14947156 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 63633043 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
63633043 x 139
3000
1
12875
0702 x 139
6967 = 40860556 kN
P1= Ast x x f u
= 00001387 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl =154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=
40860556 kN
154789 kN= 264 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
34
Berdasarkan jumlah tendon eksisting yang melebihi tendon yang diperlukan
dapat diasumsikan bahwa pier head tersebut tidak didesain menggunakan momen
pada penampang kritis (Mcr) Pada saat dibebani retak terjadi pada perubahan
geometri atau pada penampang kritis sehingga pada umumnya desain cukup
menggunakan Mcr yang nilainya lebih kecil daripada momen maksimal
-Menghitung P menggunakan Momen Maksimal (Mmax)
M berat sendiri = 57265256 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 8941951kN-m
M beban hidup = 20374506 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 86581713 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
865817123 x 139
6967 3000
1
12875
x 139
6967 = 86320521 kN
P1= 154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=86320521 kN
154789 kN= 558 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
Dengan menggunakan momen maksimum yang terjadi pada pier head hasil
perhitungan jumlah tendon yang diperlukan mendekati jumlah tendon eksisting
sehingga dapat diasumsikan struktur tersebut didesain menggunakan momen
maksimum Penggunaan momen maksimum yang terjadi menyebabkan
penambahan jumlah tendon dalam desain
Jumlah tendon eksisting Jumlah tendon yang diperlukan OK
Perhitungan Tulangan
Slab
-Tulangan Lentur Positif
Momen di lapangan Mu pada slab = 10333 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d = ndash drsquo= 250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
10333
08=12916 kN-m
Faktor tahanan momen = Mnx10
6
bd2 =
12916 x106
1000 x 2102= 2929
35
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2929
085 x 30 = 00079
ρmin
= 25 x 14
fy= 25 x
14
390= 0000897
Digunakan = 00079 sehingga
As= ρ b d = 00079 x 1000 mm x 210 mm = 167983 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 167983 mm2
= 1687 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
-Tulangan Lentur Negatif
Momen di tumpuan Mu pada slab = 9504 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d ndash drsquo=250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
9504
08=1188 kN-m
Faktor tahanan momen Rn=Mnx10
6
bd2 =
1188 x106
1000 x 2102= 2694
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2694
085 x 30 = 00073
ρmin
= 25 x 14
fy=25 x
14
390= 0000897
Digunakan ρ = 00073 sehingga
As= ρ b d = 00073 x 1000 mm x 210 mm =153652 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
36
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 153652 mm2
= 18443 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
- Tulangan Geser
Gaya geser Vu pada slab = 35306 kN
Kuat geser nominal yang disumbangkan oleh slab
c=
(
radicf
rsquoc
6
)
bwd =(radic30
6) 1000 x 210 = 19170289 kN
Vc = 06 x = 11502174 kN
u c tidak dibutuhkan tulangan geser
Girder
-Tulangan Lentur
Mu = 24895989 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 13 mm dengan jumlah 8 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 8 =
1
4 314 13
2 x 8 = 106132 mm2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan
(16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fcrsquo
d
dp ω- ωrsquo ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
10857 mm2
fps = 1860 (1 04
077 [00091
1860
40 2050
1800 (00414 00335 ])
= 18599 MPa
Menghitung lebar efektif Be
Diketahui tebal slab ho = 25 cm
Lebar efektif diambil nilai terkecil dari L
4 =
3575 m
4= 894 m
Jarak antar girder s = 3567 m
12 = 12 x 025 = 3 m Diambil Be = 3 m
Eslab = 2574296 MPa
Egirder = 2972541 MPa
n = Eslab
Egirder
= 2574296 MPa
2972541 MPa= 087
Sehingga Be = n x 3 m = 087 x 3 m = 261 m = 2610 mm
37
h = h girder + h slab = 250 + 1850 = 2100 mm
tebal selimut beton drsquo = 50 mm
d = h ndash drsquo
= 2100 mm ndash 50 mm = 2050 mm
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
Aps fps As fy = 085 fcrsquoab
10857 mm2
x 18599 MPa+106132 mm2 x 390 MPa = 085 x 40 MPa x a x
2610 mm
a = 23223 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16)
dengan nilai = 08 adalah sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d-a
2) As fy (d-
a
2)+
= 08 x 10857 mm2 x 18599 MPa (2050 mm-
23223 mm
2) +
106132 mm2
x 390 MPa (2050 mm-23223 mm
2)
= 31242337 kN-m + 640371 kN-m
= 31882709 kN-m
Mn = 31882709 kN-m gt Mu = 24720615 kN-m (OK memenuhi syarat)
Cara yang telah dijabarkan diatas merupakan cara mendesain kekuatan
lentur balok prategang dengan pendekatan trial and error diameter tulangan dan
jumlah tulangan dalam Nawy (2001) Dengan menggunakan pendekatan tersebut
terlebih dahulu dilakukan pemeriksaan terhadap tulangan eksisting menggunakan
data sekunder Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa kapasitas momen
nominal yang disumbangkan oleh tendon Mn tendon lebih besar daripada
momen ultimit yang terjadi Mu akibat pembebanan sehingga momen cukup
ditahan oleh tendon (tidak dibutuhkan tulangan lentur) Tulangan eksisting yang
digunakan merupakan tulangan susut yang berfungsi mencegah terjadinya retak
pada beton
tulangan susut = 00018 x luas penampang girder Ag
= 00018 x 11915 m2
= 00021447 m
2
Digunakan D-13 sehingga = 21447 mm2
1
4 d
2=
21447 m2
1
4 13
2= 16 lt n eksisting = 40
Menurut SNI 03-2847-2002 tentang Tata Cara Perhitungan Struktur Beton
untuk Bangunan Gedung jumlah tulangan susut dan suhu harus dipasang dengan
jarak tidak lebih dari lima kali tebal plat atau 450 mm Jarak maksimum antara
tulangan susut eksisting = 330 mm (lt 450 mm) sehingga tulangan tersebut dari
segi jumlah dan jarak antar tulangan memenuhi syarat
-Tulangan Geser
Girder di tumpuan
Ag = 2682500 mm2
h = 1850 mm
d = h-drsquo= 1850 mm ndash 50 mm = 1800 mm
bw = 1000 mm
38
Gaya geser di tumpuan = 300256 kN dan gaya aksial = 420053 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 420053
14 x 2682500 mm2 ) (
radic40
6) 1000 mm x 1800 mm
= 2109587 kN
c = 06 x 2109587 kN = 1265752 kN u = n
= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit
yang terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (300256 kN ndash (06 x 2109587 kN))06 = 2894674 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av = 2894674 x 103
390 MPa x 1800 mm
mm
= 515433 mm2
Digunakan D-22 sehingga n= Av
1
4 D2
= mm2
1
4 22
2=136 2 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 7 OK
Girder di lapangan
Ag = 1191500 mm2
h = 1850 mm
tulangan utama dan tulangan geser = D 13
d = h - drsquo- 13 - 05 x 13 = 17805 mm
= 1850 ndash 50 ndash 13 ndash (05 x 13) = 17805 mm
bw = 600 mm
Gaya geser di lapangan =193044 kN dan gaya aksial = 274113 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 274113
14 x 1191500 mm2 ) (
radic40
6) 600 mm x 17805 mm
= 1311133 kN
c= 06 x 1311133 kN = 78668 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang
terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
39
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (193044 kN ndash (06 x 1311133 kN))06 = 1906273 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av= 1906273 kN x 10
3
390 MPa x 17805 mm
150 mm
= 411784 mm2
Digunakan D-13 sehingga n= Av
1
4 D2
= 411784 mm2
1
4 13
2= 3103 4 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 4 OK
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 5215433 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Girder dianggap sebagai penampang berongga dinding tipis sehingga besar
modulus puntir = 2 Ambw dimana adalah girder
Jt = 2 x 1191500 mm2 x 2610 mm
= 6219630000 mm3
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 6219630000 (03 radic )radic1 10 1034
= 190101E+11 N-mm = 19010103 kN-m
Tc = 06 x 19010103 kN-m = 11406062 kN-m
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa nilai lebih besar dari sehingga
beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan torsi)
Pier Head
-Tulangan Lentur
Mu = 93134113 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 19 mm dengan jumlah 32 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 25=
1
4 314 x19
2 x 32 = 906832 mm
2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan (16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
Aps = 79059 mm2
fps = 1860 (1 04
081 [00061
1860
35 2520
1670 (00131 00196 ])
588537 MPa
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
40
Aps fps As fy= 085 fc ab
79059 mm2 x 588537 MPa + 906832mm
2 x 390 MPa = 085 x 35 MPa x a x
4500 mm
a = 373974 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16) dengan nilai
= 08 dapat dijabarkan sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d -a
2) As fy (d -
a
2)+
= 08 x 79059 mm2 x 588537 MPa (2520 mm-
373974 mm
2) +
906832 mm2 x 390 MPa (2520 mm-
373974 mm
2)
= 86842499 kN-m + 66008303 kN-m
= 108290509 kN-m
Mn = 93443330 kN-m gt Mu = 93134113 kN-m (OK memenuhi syarat)
-Tulangan Geser
Ag = 12876500 mm2
h = 2620 mm
d = h - d = 2620 mm ndash 100 mm = 2520 mm
= 4500 mm
Gaya geser u di tumpuan = 2011783 kN dan gaya aksial = 241249 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicf c
6) bwd
= (1 241249 kN
14 x 12876500 mm2 ) (
radic35
6) 4500 mm x 2520 mm
= 1118154 kN
c = 06 x 1118154 kN = 6708924 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa tahanan geser yang disumbangkan
oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang terjadi
sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (2011783 kN ndash 6708924 kN)06 = 1676113 kN
s = Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan
Av= s
fy x d
s
Av= 1676113 kN x 10
3
390 MPa x 2520 mm
125 mm
= 2131808 mm2
Digunakan D-16 sehingga n= Av
1
4 D2
= 2131808 mm2
1
4 16
2=106 11 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 8-D16 dan 2-D25 OK
41
Selisih jumlah tulangan D-16 antara hasil perhitungan dengan eksisting sebanyak
3 tulangan telah ditutupi dengan penggunaan 2 tulangan D-25 pada eksisting
sehingga tulangan tersebut dikatakan memenuhi syarat
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 1617885 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Untuk penampang segiempat masif modulus puntir Jt= 04x2y
Jt = 04 x 45002 mm x 2620 mm
= 21222 x 106 Nmm = 21222 kN-m
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 21222 x 106 Nmm (03 radic35 MPa)radic1
10 x 1034 MPa
35
= 6485 x 1011
N-mm = 648487513 kN-m
Tc= 06 x 648487513 kN-m = 389092507 kN-m
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa nilai Tc lebih besar dari Tu
sehingga beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan
torsi)
Pemeriksaan Kolom
Struktur kolom tidak hanya menerima beban aksial vertikal tetapi juga
momen lentur sehingga analisis kolom diperhitungkan untuk menyangga beban
aksial desak dengan eksentrisitas tertentu (Nasution 2009) Pada penelitian ini
analisis kolom dilakukan menggunakan program PCA Col untuk memeriksa
kapasitas tulangan eksisting terhadap beban yang bekerja pada struktur Beban
aksial dan momen yang diinputkan diperoleh dari program CSI Bridge Analisis
kolom dilakukan pada pier segmen 1 dan pier segmen 2 yang masing-masing
memiliki dimensi dan susunan tulangan yang berbeda
Gambar 30 Pemodelan Pier
Pier Segmen 1
Pier
Segmen 2
42
Pier Segmen 1
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1 dimana
aksial (P) maksimum 4181749 kN yang menghasilkan M33 sebesar 920863 kN-m
dan M22 sebesar 796380 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu M33 maksimum
sebesar 1862805 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar 218102 kN- m dan aksial
(P) sebesar 4326789 kN
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1
Dari data yang telah diinputkan diperoleh diagram interaksi seperti pada
Gambar 30 Terlihat baik pada kombinasi 1 dan 2 beban masih berada di area
tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan bahwa kombinasi pembebanan
mampu ditahan oleh pier sehingga pier dikatakan aman terhadap beban yang
bekerja
Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1
43
Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2
Pier Segmen 2
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1
dimana aksial (P) maksimum 629513 kN yang menghasilkan M33 sebesar
38634 kN-m dan M22 sebesar 74265 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu
M33 maksimum sebesar 248387 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar
73617 kN-m dan aksial (P) sebesar 721377 kN
Berdasarkan data yang inputkan diperoleh diagram interaksi pier untuk pier
segmen 2 sebagai berikut
Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
30
Tabel 10 Akselerasi Spektrum Gempa Wilayah Jakarta
T (det) Sa T (det) Sa
00000 03185 2 03675
01846 07963 21 03500
09231 07963 22 03341
1 07350 23 03196
11 06682 24 03063
12 06125 25 02940
13 05654 26 02827
14 05250 27 02722
15 04900 28 02625
16 04594 29 02534
17 04324 3 02450
18 04083 31 02371
19 03868 32 02297
Gambar 26 Grafik Respon Spektrum Wilayah
Jakarta Berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010
Hasil Gaya Dalam (Internal Force)
a) Berat Sendiri
Kontrol perhitungan manual
Diketahui
Ag satu girder = 11915 m2
frsquoc girder = 40 MPa
wc girder = 25 kNm3
Tebal slab = 25 cm
frsquoc slab = 30 MPa
wc slab = 24 kNm3
Perhitungan
q slab = tebal slab x spasi antar girder x wc slab
= 025 m x 3567 m x 24 kNm3
= 21402 kNm
q girder = Ag girder x wc girder
= 11915 m2 x 25 kNm
3
= 29788 kNm
M girder = 1
8 q L2
= 1
8 29788 kN mfrasl 35
2 m
= 456129 kN-m
M slab = 1
8 q L2
= 1
8 21402 kN mfrasl 35
2 m
= 327718 kN-m
M girder + M slab = 456129 + 327718 = 783847 kN-m
31
Perhitungan momen secara manual dibandingkan dengan hasil yang ditampilkan
pada program CSI Bridge
Gambar 27 Hasil Momen Akibat Berat Sendiri pada Jembatan
Jembatan kiri terdapat 4 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 4 = 3135388 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min+M max = 28019386 kN-m + 7949228 kN-m
= 28814308 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
Jembatan kanan terdapat 5 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 5 = 3919235 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min + M max = 3494893 kN-m + 9915171 kN-m
= 35940447 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
b) Ultimate Limit States (ULS)
Kombinasi pembebanan yang menghasilkan gaya dalam maksimum
sepanjang jembatan adalah kombinasi ULS-5I (Tabel 7)
Gambar 28 Hasil Gaya Dalam Akibat Kombinasi Pembebanan ULS 5-I
32
c) Kontrol Lendutan
Lendutan maksimum yang diizinkan adalah L
800 =
35750 mm
800 = 4469 mm
sedangkan lendutan yang terjadi pada fly over dari program CSI Bridge
adalah 213 mm sehingga struktur dikatakan aman
Perhitungan Tendon
Dalam perhitungan tendon dan tulangan digunakan momen maksimal yang
terjadi pada penampang yang ditinjau
Tendon pada girder
Data Tendon
D tendon = 05 inchi = 127 mm = 00127 m
Ast = 987 mm2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Girder
Ag (Ax) = 11915 m2
Iz = 04204 m4
yt = 097 m
yb = 088 m
eb = 058 m
-Menghitung gaya prategang P
M berat sendiri = 801826 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 188156 kN-m
M beban hidup = 510983 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 1500965 kN-m
P2=
MybIz
-σb
1
Ax
ebybIz
P2=
150096 x 088
04204 3000
1
11915
058 x 088
04204 = 1384018 kN
Gambar 29 Deformasi yang Terjadi pada Struktur Akibat Beban Hidup
33
P1= Ast x x f u
= 00000987 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl = 110149 kN
Jumlah tendon yang diperlukan= P2
P1= 1384018 kN
110149 kN=125 tendon
Jumlah tendon eksisting = 110 tendon
Jumlah tendon hasil perhitungan yang melebihi tendon eksisting dapat disebabkan
karena perbedaan penggunaan jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo Perhitungan yang
dilakukan menggunakan semua kemungkinan kombinasi baik dalam arah
longitudinal maupun transversal jembatan (sub bab input pembebanan) Selain itu
dapat juga dikarenakan perbedaan dalam pemodelan panjang girder yang
menyebabkan terjadinya kelebihan momen
Tendon pada pier head
Data Tendon
D tendon = 06 inchi = 1524 mm = 0015 m
Ast = 1387 mm2 = 00001387 m
2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Pier Head
Ag (Ax) = 128765 m2
Iz = 6967 m4
yt = 139 m
yb = 123 m
et pada momen maksimal = 04396 m
et pada penampang kritis = 0702 m
-Menghitung P menggunakan Momen Pada Penampang Kritis (Mcr)
M berat sendiri = 41612388 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 7073499kN-m
M beban hidup = 14947156 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 63633043 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
63633043 x 139
3000
1
12875
0702 x 139
6967 = 40860556 kN
P1= Ast x x f u
= 00001387 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl =154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=
40860556 kN
154789 kN= 264 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
34
Berdasarkan jumlah tendon eksisting yang melebihi tendon yang diperlukan
dapat diasumsikan bahwa pier head tersebut tidak didesain menggunakan momen
pada penampang kritis (Mcr) Pada saat dibebani retak terjadi pada perubahan
geometri atau pada penampang kritis sehingga pada umumnya desain cukup
menggunakan Mcr yang nilainya lebih kecil daripada momen maksimal
-Menghitung P menggunakan Momen Maksimal (Mmax)
M berat sendiri = 57265256 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 8941951kN-m
M beban hidup = 20374506 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 86581713 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
865817123 x 139
6967 3000
1
12875
x 139
6967 = 86320521 kN
P1= 154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=86320521 kN
154789 kN= 558 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
Dengan menggunakan momen maksimum yang terjadi pada pier head hasil
perhitungan jumlah tendon yang diperlukan mendekati jumlah tendon eksisting
sehingga dapat diasumsikan struktur tersebut didesain menggunakan momen
maksimum Penggunaan momen maksimum yang terjadi menyebabkan
penambahan jumlah tendon dalam desain
Jumlah tendon eksisting Jumlah tendon yang diperlukan OK
Perhitungan Tulangan
Slab
-Tulangan Lentur Positif
Momen di lapangan Mu pada slab = 10333 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d = ndash drsquo= 250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
10333
08=12916 kN-m
Faktor tahanan momen = Mnx10
6
bd2 =
12916 x106
1000 x 2102= 2929
35
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2929
085 x 30 = 00079
ρmin
= 25 x 14
fy= 25 x
14
390= 0000897
Digunakan = 00079 sehingga
As= ρ b d = 00079 x 1000 mm x 210 mm = 167983 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 167983 mm2
= 1687 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
-Tulangan Lentur Negatif
Momen di tumpuan Mu pada slab = 9504 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d ndash drsquo=250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
9504
08=1188 kN-m
Faktor tahanan momen Rn=Mnx10
6
bd2 =
1188 x106
1000 x 2102= 2694
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2694
085 x 30 = 00073
ρmin
= 25 x 14
fy=25 x
14
390= 0000897
Digunakan ρ = 00073 sehingga
As= ρ b d = 00073 x 1000 mm x 210 mm =153652 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
36
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 153652 mm2
= 18443 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
- Tulangan Geser
Gaya geser Vu pada slab = 35306 kN
Kuat geser nominal yang disumbangkan oleh slab
c=
(
radicf
rsquoc
6
)
bwd =(radic30
6) 1000 x 210 = 19170289 kN
Vc = 06 x = 11502174 kN
u c tidak dibutuhkan tulangan geser
Girder
-Tulangan Lentur
Mu = 24895989 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 13 mm dengan jumlah 8 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 8 =
1
4 314 13
2 x 8 = 106132 mm2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan
(16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fcrsquo
d
dp ω- ωrsquo ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
10857 mm2
fps = 1860 (1 04
077 [00091
1860
40 2050
1800 (00414 00335 ])
= 18599 MPa
Menghitung lebar efektif Be
Diketahui tebal slab ho = 25 cm
Lebar efektif diambil nilai terkecil dari L
4 =
3575 m
4= 894 m
Jarak antar girder s = 3567 m
12 = 12 x 025 = 3 m Diambil Be = 3 m
Eslab = 2574296 MPa
Egirder = 2972541 MPa
n = Eslab
Egirder
= 2574296 MPa
2972541 MPa= 087
Sehingga Be = n x 3 m = 087 x 3 m = 261 m = 2610 mm
37
h = h girder + h slab = 250 + 1850 = 2100 mm
tebal selimut beton drsquo = 50 mm
d = h ndash drsquo
= 2100 mm ndash 50 mm = 2050 mm
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
Aps fps As fy = 085 fcrsquoab
10857 mm2
x 18599 MPa+106132 mm2 x 390 MPa = 085 x 40 MPa x a x
2610 mm
a = 23223 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16)
dengan nilai = 08 adalah sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d-a
2) As fy (d-
a
2)+
= 08 x 10857 mm2 x 18599 MPa (2050 mm-
23223 mm
2) +
106132 mm2
x 390 MPa (2050 mm-23223 mm
2)
= 31242337 kN-m + 640371 kN-m
= 31882709 kN-m
Mn = 31882709 kN-m gt Mu = 24720615 kN-m (OK memenuhi syarat)
Cara yang telah dijabarkan diatas merupakan cara mendesain kekuatan
lentur balok prategang dengan pendekatan trial and error diameter tulangan dan
jumlah tulangan dalam Nawy (2001) Dengan menggunakan pendekatan tersebut
terlebih dahulu dilakukan pemeriksaan terhadap tulangan eksisting menggunakan
data sekunder Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa kapasitas momen
nominal yang disumbangkan oleh tendon Mn tendon lebih besar daripada
momen ultimit yang terjadi Mu akibat pembebanan sehingga momen cukup
ditahan oleh tendon (tidak dibutuhkan tulangan lentur) Tulangan eksisting yang
digunakan merupakan tulangan susut yang berfungsi mencegah terjadinya retak
pada beton
tulangan susut = 00018 x luas penampang girder Ag
= 00018 x 11915 m2
= 00021447 m
2
Digunakan D-13 sehingga = 21447 mm2
1
4 d
2=
21447 m2
1
4 13
2= 16 lt n eksisting = 40
Menurut SNI 03-2847-2002 tentang Tata Cara Perhitungan Struktur Beton
untuk Bangunan Gedung jumlah tulangan susut dan suhu harus dipasang dengan
jarak tidak lebih dari lima kali tebal plat atau 450 mm Jarak maksimum antara
tulangan susut eksisting = 330 mm (lt 450 mm) sehingga tulangan tersebut dari
segi jumlah dan jarak antar tulangan memenuhi syarat
-Tulangan Geser
Girder di tumpuan
Ag = 2682500 mm2
h = 1850 mm
d = h-drsquo= 1850 mm ndash 50 mm = 1800 mm
bw = 1000 mm
38
Gaya geser di tumpuan = 300256 kN dan gaya aksial = 420053 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 420053
14 x 2682500 mm2 ) (
radic40
6) 1000 mm x 1800 mm
= 2109587 kN
c = 06 x 2109587 kN = 1265752 kN u = n
= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit
yang terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (300256 kN ndash (06 x 2109587 kN))06 = 2894674 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av = 2894674 x 103
390 MPa x 1800 mm
mm
= 515433 mm2
Digunakan D-22 sehingga n= Av
1
4 D2
= mm2
1
4 22
2=136 2 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 7 OK
Girder di lapangan
Ag = 1191500 mm2
h = 1850 mm
tulangan utama dan tulangan geser = D 13
d = h - drsquo- 13 - 05 x 13 = 17805 mm
= 1850 ndash 50 ndash 13 ndash (05 x 13) = 17805 mm
bw = 600 mm
Gaya geser di lapangan =193044 kN dan gaya aksial = 274113 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 274113
14 x 1191500 mm2 ) (
radic40
6) 600 mm x 17805 mm
= 1311133 kN
c= 06 x 1311133 kN = 78668 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang
terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
39
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (193044 kN ndash (06 x 1311133 kN))06 = 1906273 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av= 1906273 kN x 10
3
390 MPa x 17805 mm
150 mm
= 411784 mm2
Digunakan D-13 sehingga n= Av
1
4 D2
= 411784 mm2
1
4 13
2= 3103 4 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 4 OK
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 5215433 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Girder dianggap sebagai penampang berongga dinding tipis sehingga besar
modulus puntir = 2 Ambw dimana adalah girder
Jt = 2 x 1191500 mm2 x 2610 mm
= 6219630000 mm3
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 6219630000 (03 radic )radic1 10 1034
= 190101E+11 N-mm = 19010103 kN-m
Tc = 06 x 19010103 kN-m = 11406062 kN-m
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa nilai lebih besar dari sehingga
beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan torsi)
Pier Head
-Tulangan Lentur
Mu = 93134113 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 19 mm dengan jumlah 32 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 25=
1
4 314 x19
2 x 32 = 906832 mm
2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan (16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
Aps = 79059 mm2
fps = 1860 (1 04
081 [00061
1860
35 2520
1670 (00131 00196 ])
588537 MPa
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
40
Aps fps As fy= 085 fc ab
79059 mm2 x 588537 MPa + 906832mm
2 x 390 MPa = 085 x 35 MPa x a x
4500 mm
a = 373974 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16) dengan nilai
= 08 dapat dijabarkan sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d -a
2) As fy (d -
a
2)+
= 08 x 79059 mm2 x 588537 MPa (2520 mm-
373974 mm
2) +
906832 mm2 x 390 MPa (2520 mm-
373974 mm
2)
= 86842499 kN-m + 66008303 kN-m
= 108290509 kN-m
Mn = 93443330 kN-m gt Mu = 93134113 kN-m (OK memenuhi syarat)
-Tulangan Geser
Ag = 12876500 mm2
h = 2620 mm
d = h - d = 2620 mm ndash 100 mm = 2520 mm
= 4500 mm
Gaya geser u di tumpuan = 2011783 kN dan gaya aksial = 241249 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicf c
6) bwd
= (1 241249 kN
14 x 12876500 mm2 ) (
radic35
6) 4500 mm x 2520 mm
= 1118154 kN
c = 06 x 1118154 kN = 6708924 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa tahanan geser yang disumbangkan
oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang terjadi
sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (2011783 kN ndash 6708924 kN)06 = 1676113 kN
s = Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan
Av= s
fy x d
s
Av= 1676113 kN x 10
3
390 MPa x 2520 mm
125 mm
= 2131808 mm2
Digunakan D-16 sehingga n= Av
1
4 D2
= 2131808 mm2
1
4 16
2=106 11 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 8-D16 dan 2-D25 OK
41
Selisih jumlah tulangan D-16 antara hasil perhitungan dengan eksisting sebanyak
3 tulangan telah ditutupi dengan penggunaan 2 tulangan D-25 pada eksisting
sehingga tulangan tersebut dikatakan memenuhi syarat
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 1617885 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Untuk penampang segiempat masif modulus puntir Jt= 04x2y
Jt = 04 x 45002 mm x 2620 mm
= 21222 x 106 Nmm = 21222 kN-m
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 21222 x 106 Nmm (03 radic35 MPa)radic1
10 x 1034 MPa
35
= 6485 x 1011
N-mm = 648487513 kN-m
Tc= 06 x 648487513 kN-m = 389092507 kN-m
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa nilai Tc lebih besar dari Tu
sehingga beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan
torsi)
Pemeriksaan Kolom
Struktur kolom tidak hanya menerima beban aksial vertikal tetapi juga
momen lentur sehingga analisis kolom diperhitungkan untuk menyangga beban
aksial desak dengan eksentrisitas tertentu (Nasution 2009) Pada penelitian ini
analisis kolom dilakukan menggunakan program PCA Col untuk memeriksa
kapasitas tulangan eksisting terhadap beban yang bekerja pada struktur Beban
aksial dan momen yang diinputkan diperoleh dari program CSI Bridge Analisis
kolom dilakukan pada pier segmen 1 dan pier segmen 2 yang masing-masing
memiliki dimensi dan susunan tulangan yang berbeda
Gambar 30 Pemodelan Pier
Pier Segmen 1
Pier
Segmen 2
42
Pier Segmen 1
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1 dimana
aksial (P) maksimum 4181749 kN yang menghasilkan M33 sebesar 920863 kN-m
dan M22 sebesar 796380 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu M33 maksimum
sebesar 1862805 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar 218102 kN- m dan aksial
(P) sebesar 4326789 kN
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1
Dari data yang telah diinputkan diperoleh diagram interaksi seperti pada
Gambar 30 Terlihat baik pada kombinasi 1 dan 2 beban masih berada di area
tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan bahwa kombinasi pembebanan
mampu ditahan oleh pier sehingga pier dikatakan aman terhadap beban yang
bekerja
Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1
43
Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2
Pier Segmen 2
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1
dimana aksial (P) maksimum 629513 kN yang menghasilkan M33 sebesar
38634 kN-m dan M22 sebesar 74265 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu
M33 maksimum sebesar 248387 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar
73617 kN-m dan aksial (P) sebesar 721377 kN
Berdasarkan data yang inputkan diperoleh diagram interaksi pier untuk pier
segmen 2 sebagai berikut
Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
31
Perhitungan momen secara manual dibandingkan dengan hasil yang ditampilkan
pada program CSI Bridge
Gambar 27 Hasil Momen Akibat Berat Sendiri pada Jembatan
Jembatan kiri terdapat 4 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 4 = 3135388 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min+M max = 28019386 kN-m + 7949228 kN-m
= 28814308 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
Jembatan kanan terdapat 5 girder sehingga
M total pada superstruktur = 783847 kN-m x 5 = 3919235 kN-m
M pada program CSI Bridge = M min + M max = 3494893 kN-m + 9915171 kN-m
= 35940447 kN-m
M girder (manual) M girder (program)
b) Ultimate Limit States (ULS)
Kombinasi pembebanan yang menghasilkan gaya dalam maksimum
sepanjang jembatan adalah kombinasi ULS-5I (Tabel 7)
Gambar 28 Hasil Gaya Dalam Akibat Kombinasi Pembebanan ULS 5-I
32
c) Kontrol Lendutan
Lendutan maksimum yang diizinkan adalah L
800 =
35750 mm
800 = 4469 mm
sedangkan lendutan yang terjadi pada fly over dari program CSI Bridge
adalah 213 mm sehingga struktur dikatakan aman
Perhitungan Tendon
Dalam perhitungan tendon dan tulangan digunakan momen maksimal yang
terjadi pada penampang yang ditinjau
Tendon pada girder
Data Tendon
D tendon = 05 inchi = 127 mm = 00127 m
Ast = 987 mm2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Girder
Ag (Ax) = 11915 m2
Iz = 04204 m4
yt = 097 m
yb = 088 m
eb = 058 m
-Menghitung gaya prategang P
M berat sendiri = 801826 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 188156 kN-m
M beban hidup = 510983 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 1500965 kN-m
P2=
MybIz
-σb
1
Ax
ebybIz
P2=
150096 x 088
04204 3000
1
11915
058 x 088
04204 = 1384018 kN
Gambar 29 Deformasi yang Terjadi pada Struktur Akibat Beban Hidup
33
P1= Ast x x f u
= 00000987 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl = 110149 kN
Jumlah tendon yang diperlukan= P2
P1= 1384018 kN
110149 kN=125 tendon
Jumlah tendon eksisting = 110 tendon
Jumlah tendon hasil perhitungan yang melebihi tendon eksisting dapat disebabkan
karena perbedaan penggunaan jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo Perhitungan yang
dilakukan menggunakan semua kemungkinan kombinasi baik dalam arah
longitudinal maupun transversal jembatan (sub bab input pembebanan) Selain itu
dapat juga dikarenakan perbedaan dalam pemodelan panjang girder yang
menyebabkan terjadinya kelebihan momen
Tendon pada pier head
Data Tendon
D tendon = 06 inchi = 1524 mm = 0015 m
Ast = 1387 mm2 = 00001387 m
2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Pier Head
Ag (Ax) = 128765 m2
Iz = 6967 m4
yt = 139 m
yb = 123 m
et pada momen maksimal = 04396 m
et pada penampang kritis = 0702 m
-Menghitung P menggunakan Momen Pada Penampang Kritis (Mcr)
M berat sendiri = 41612388 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 7073499kN-m
M beban hidup = 14947156 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 63633043 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
63633043 x 139
3000
1
12875
0702 x 139
6967 = 40860556 kN
P1= Ast x x f u
= 00001387 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl =154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=
40860556 kN
154789 kN= 264 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
34
Berdasarkan jumlah tendon eksisting yang melebihi tendon yang diperlukan
dapat diasumsikan bahwa pier head tersebut tidak didesain menggunakan momen
pada penampang kritis (Mcr) Pada saat dibebani retak terjadi pada perubahan
geometri atau pada penampang kritis sehingga pada umumnya desain cukup
menggunakan Mcr yang nilainya lebih kecil daripada momen maksimal
-Menghitung P menggunakan Momen Maksimal (Mmax)
M berat sendiri = 57265256 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 8941951kN-m
M beban hidup = 20374506 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 86581713 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
865817123 x 139
6967 3000
1
12875
x 139
6967 = 86320521 kN
P1= 154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=86320521 kN
154789 kN= 558 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
Dengan menggunakan momen maksimum yang terjadi pada pier head hasil
perhitungan jumlah tendon yang diperlukan mendekati jumlah tendon eksisting
sehingga dapat diasumsikan struktur tersebut didesain menggunakan momen
maksimum Penggunaan momen maksimum yang terjadi menyebabkan
penambahan jumlah tendon dalam desain
Jumlah tendon eksisting Jumlah tendon yang diperlukan OK
Perhitungan Tulangan
Slab
-Tulangan Lentur Positif
Momen di lapangan Mu pada slab = 10333 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d = ndash drsquo= 250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
10333
08=12916 kN-m
Faktor tahanan momen = Mnx10
6
bd2 =
12916 x106
1000 x 2102= 2929
35
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2929
085 x 30 = 00079
ρmin
= 25 x 14
fy= 25 x
14
390= 0000897
Digunakan = 00079 sehingga
As= ρ b d = 00079 x 1000 mm x 210 mm = 167983 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 167983 mm2
= 1687 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
-Tulangan Lentur Negatif
Momen di tumpuan Mu pada slab = 9504 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d ndash drsquo=250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
9504
08=1188 kN-m
Faktor tahanan momen Rn=Mnx10
6
bd2 =
1188 x106
1000 x 2102= 2694
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2694
085 x 30 = 00073
ρmin
= 25 x 14
fy=25 x
14
390= 0000897
Digunakan ρ = 00073 sehingga
As= ρ b d = 00073 x 1000 mm x 210 mm =153652 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
36
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 153652 mm2
= 18443 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
- Tulangan Geser
Gaya geser Vu pada slab = 35306 kN
Kuat geser nominal yang disumbangkan oleh slab
c=
(
radicf
rsquoc
6
)
bwd =(radic30
6) 1000 x 210 = 19170289 kN
Vc = 06 x = 11502174 kN
u c tidak dibutuhkan tulangan geser
Girder
-Tulangan Lentur
Mu = 24895989 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 13 mm dengan jumlah 8 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 8 =
1
4 314 13
2 x 8 = 106132 mm2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan
(16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fcrsquo
d
dp ω- ωrsquo ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
10857 mm2
fps = 1860 (1 04
077 [00091
1860
40 2050
1800 (00414 00335 ])
= 18599 MPa
Menghitung lebar efektif Be
Diketahui tebal slab ho = 25 cm
Lebar efektif diambil nilai terkecil dari L
4 =
3575 m
4= 894 m
Jarak antar girder s = 3567 m
12 = 12 x 025 = 3 m Diambil Be = 3 m
Eslab = 2574296 MPa
Egirder = 2972541 MPa
n = Eslab
Egirder
= 2574296 MPa
2972541 MPa= 087
Sehingga Be = n x 3 m = 087 x 3 m = 261 m = 2610 mm
37
h = h girder + h slab = 250 + 1850 = 2100 mm
tebal selimut beton drsquo = 50 mm
d = h ndash drsquo
= 2100 mm ndash 50 mm = 2050 mm
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
Aps fps As fy = 085 fcrsquoab
10857 mm2
x 18599 MPa+106132 mm2 x 390 MPa = 085 x 40 MPa x a x
2610 mm
a = 23223 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16)
dengan nilai = 08 adalah sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d-a
2) As fy (d-
a
2)+
= 08 x 10857 mm2 x 18599 MPa (2050 mm-
23223 mm
2) +
106132 mm2
x 390 MPa (2050 mm-23223 mm
2)
= 31242337 kN-m + 640371 kN-m
= 31882709 kN-m
Mn = 31882709 kN-m gt Mu = 24720615 kN-m (OK memenuhi syarat)
Cara yang telah dijabarkan diatas merupakan cara mendesain kekuatan
lentur balok prategang dengan pendekatan trial and error diameter tulangan dan
jumlah tulangan dalam Nawy (2001) Dengan menggunakan pendekatan tersebut
terlebih dahulu dilakukan pemeriksaan terhadap tulangan eksisting menggunakan
data sekunder Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa kapasitas momen
nominal yang disumbangkan oleh tendon Mn tendon lebih besar daripada
momen ultimit yang terjadi Mu akibat pembebanan sehingga momen cukup
ditahan oleh tendon (tidak dibutuhkan tulangan lentur) Tulangan eksisting yang
digunakan merupakan tulangan susut yang berfungsi mencegah terjadinya retak
pada beton
tulangan susut = 00018 x luas penampang girder Ag
= 00018 x 11915 m2
= 00021447 m
2
Digunakan D-13 sehingga = 21447 mm2
1
4 d
2=
21447 m2
1
4 13
2= 16 lt n eksisting = 40
Menurut SNI 03-2847-2002 tentang Tata Cara Perhitungan Struktur Beton
untuk Bangunan Gedung jumlah tulangan susut dan suhu harus dipasang dengan
jarak tidak lebih dari lima kali tebal plat atau 450 mm Jarak maksimum antara
tulangan susut eksisting = 330 mm (lt 450 mm) sehingga tulangan tersebut dari
segi jumlah dan jarak antar tulangan memenuhi syarat
-Tulangan Geser
Girder di tumpuan
Ag = 2682500 mm2
h = 1850 mm
d = h-drsquo= 1850 mm ndash 50 mm = 1800 mm
bw = 1000 mm
38
Gaya geser di tumpuan = 300256 kN dan gaya aksial = 420053 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 420053
14 x 2682500 mm2 ) (
radic40
6) 1000 mm x 1800 mm
= 2109587 kN
c = 06 x 2109587 kN = 1265752 kN u = n
= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit
yang terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (300256 kN ndash (06 x 2109587 kN))06 = 2894674 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av = 2894674 x 103
390 MPa x 1800 mm
mm
= 515433 mm2
Digunakan D-22 sehingga n= Av
1
4 D2
= mm2
1
4 22
2=136 2 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 7 OK
Girder di lapangan
Ag = 1191500 mm2
h = 1850 mm
tulangan utama dan tulangan geser = D 13
d = h - drsquo- 13 - 05 x 13 = 17805 mm
= 1850 ndash 50 ndash 13 ndash (05 x 13) = 17805 mm
bw = 600 mm
Gaya geser di lapangan =193044 kN dan gaya aksial = 274113 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 274113
14 x 1191500 mm2 ) (
radic40
6) 600 mm x 17805 mm
= 1311133 kN
c= 06 x 1311133 kN = 78668 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang
terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
39
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (193044 kN ndash (06 x 1311133 kN))06 = 1906273 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av= 1906273 kN x 10
3
390 MPa x 17805 mm
150 mm
= 411784 mm2
Digunakan D-13 sehingga n= Av
1
4 D2
= 411784 mm2
1
4 13
2= 3103 4 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 4 OK
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 5215433 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Girder dianggap sebagai penampang berongga dinding tipis sehingga besar
modulus puntir = 2 Ambw dimana adalah girder
Jt = 2 x 1191500 mm2 x 2610 mm
= 6219630000 mm3
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 6219630000 (03 radic )radic1 10 1034
= 190101E+11 N-mm = 19010103 kN-m
Tc = 06 x 19010103 kN-m = 11406062 kN-m
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa nilai lebih besar dari sehingga
beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan torsi)
Pier Head
-Tulangan Lentur
Mu = 93134113 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 19 mm dengan jumlah 32 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 25=
1
4 314 x19
2 x 32 = 906832 mm
2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan (16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
Aps = 79059 mm2
fps = 1860 (1 04
081 [00061
1860
35 2520
1670 (00131 00196 ])
588537 MPa
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
40
Aps fps As fy= 085 fc ab
79059 mm2 x 588537 MPa + 906832mm
2 x 390 MPa = 085 x 35 MPa x a x
4500 mm
a = 373974 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16) dengan nilai
= 08 dapat dijabarkan sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d -a
2) As fy (d -
a
2)+
= 08 x 79059 mm2 x 588537 MPa (2520 mm-
373974 mm
2) +
906832 mm2 x 390 MPa (2520 mm-
373974 mm
2)
= 86842499 kN-m + 66008303 kN-m
= 108290509 kN-m
Mn = 93443330 kN-m gt Mu = 93134113 kN-m (OK memenuhi syarat)
-Tulangan Geser
Ag = 12876500 mm2
h = 2620 mm
d = h - d = 2620 mm ndash 100 mm = 2520 mm
= 4500 mm
Gaya geser u di tumpuan = 2011783 kN dan gaya aksial = 241249 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicf c
6) bwd
= (1 241249 kN
14 x 12876500 mm2 ) (
radic35
6) 4500 mm x 2520 mm
= 1118154 kN
c = 06 x 1118154 kN = 6708924 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa tahanan geser yang disumbangkan
oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang terjadi
sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (2011783 kN ndash 6708924 kN)06 = 1676113 kN
s = Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan
Av= s
fy x d
s
Av= 1676113 kN x 10
3
390 MPa x 2520 mm
125 mm
= 2131808 mm2
Digunakan D-16 sehingga n= Av
1
4 D2
= 2131808 mm2
1
4 16
2=106 11 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 8-D16 dan 2-D25 OK
41
Selisih jumlah tulangan D-16 antara hasil perhitungan dengan eksisting sebanyak
3 tulangan telah ditutupi dengan penggunaan 2 tulangan D-25 pada eksisting
sehingga tulangan tersebut dikatakan memenuhi syarat
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 1617885 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Untuk penampang segiempat masif modulus puntir Jt= 04x2y
Jt = 04 x 45002 mm x 2620 mm
= 21222 x 106 Nmm = 21222 kN-m
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 21222 x 106 Nmm (03 radic35 MPa)radic1
10 x 1034 MPa
35
= 6485 x 1011
N-mm = 648487513 kN-m
Tc= 06 x 648487513 kN-m = 389092507 kN-m
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa nilai Tc lebih besar dari Tu
sehingga beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan
torsi)
Pemeriksaan Kolom
Struktur kolom tidak hanya menerima beban aksial vertikal tetapi juga
momen lentur sehingga analisis kolom diperhitungkan untuk menyangga beban
aksial desak dengan eksentrisitas tertentu (Nasution 2009) Pada penelitian ini
analisis kolom dilakukan menggunakan program PCA Col untuk memeriksa
kapasitas tulangan eksisting terhadap beban yang bekerja pada struktur Beban
aksial dan momen yang diinputkan diperoleh dari program CSI Bridge Analisis
kolom dilakukan pada pier segmen 1 dan pier segmen 2 yang masing-masing
memiliki dimensi dan susunan tulangan yang berbeda
Gambar 30 Pemodelan Pier
Pier Segmen 1
Pier
Segmen 2
42
Pier Segmen 1
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1 dimana
aksial (P) maksimum 4181749 kN yang menghasilkan M33 sebesar 920863 kN-m
dan M22 sebesar 796380 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu M33 maksimum
sebesar 1862805 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar 218102 kN- m dan aksial
(P) sebesar 4326789 kN
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1
Dari data yang telah diinputkan diperoleh diagram interaksi seperti pada
Gambar 30 Terlihat baik pada kombinasi 1 dan 2 beban masih berada di area
tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan bahwa kombinasi pembebanan
mampu ditahan oleh pier sehingga pier dikatakan aman terhadap beban yang
bekerja
Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1
43
Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2
Pier Segmen 2
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1
dimana aksial (P) maksimum 629513 kN yang menghasilkan M33 sebesar
38634 kN-m dan M22 sebesar 74265 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu
M33 maksimum sebesar 248387 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar
73617 kN-m dan aksial (P) sebesar 721377 kN
Berdasarkan data yang inputkan diperoleh diagram interaksi pier untuk pier
segmen 2 sebagai berikut
Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
32
c) Kontrol Lendutan
Lendutan maksimum yang diizinkan adalah L
800 =
35750 mm
800 = 4469 mm
sedangkan lendutan yang terjadi pada fly over dari program CSI Bridge
adalah 213 mm sehingga struktur dikatakan aman
Perhitungan Tendon
Dalam perhitungan tendon dan tulangan digunakan momen maksimal yang
terjadi pada penampang yang ditinjau
Tendon pada girder
Data Tendon
D tendon = 05 inchi = 127 mm = 00127 m
Ast = 987 mm2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Girder
Ag (Ax) = 11915 m2
Iz = 04204 m4
yt = 097 m
yb = 088 m
eb = 058 m
-Menghitung gaya prategang P
M berat sendiri = 801826 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 188156 kN-m
M beban hidup = 510983 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 1500965 kN-m
P2=
MybIz
-σb
1
Ax
ebybIz
P2=
150096 x 088
04204 3000
1
11915
058 x 088
04204 = 1384018 kN
Gambar 29 Deformasi yang Terjadi pada Struktur Akibat Beban Hidup
33
P1= Ast x x f u
= 00000987 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl = 110149 kN
Jumlah tendon yang diperlukan= P2
P1= 1384018 kN
110149 kN=125 tendon
Jumlah tendon eksisting = 110 tendon
Jumlah tendon hasil perhitungan yang melebihi tendon eksisting dapat disebabkan
karena perbedaan penggunaan jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo Perhitungan yang
dilakukan menggunakan semua kemungkinan kombinasi baik dalam arah
longitudinal maupun transversal jembatan (sub bab input pembebanan) Selain itu
dapat juga dikarenakan perbedaan dalam pemodelan panjang girder yang
menyebabkan terjadinya kelebihan momen
Tendon pada pier head
Data Tendon
D tendon = 06 inchi = 1524 mm = 0015 m
Ast = 1387 mm2 = 00001387 m
2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Pier Head
Ag (Ax) = 128765 m2
Iz = 6967 m4
yt = 139 m
yb = 123 m
et pada momen maksimal = 04396 m
et pada penampang kritis = 0702 m
-Menghitung P menggunakan Momen Pada Penampang Kritis (Mcr)
M berat sendiri = 41612388 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 7073499kN-m
M beban hidup = 14947156 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 63633043 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
63633043 x 139
3000
1
12875
0702 x 139
6967 = 40860556 kN
P1= Ast x x f u
= 00001387 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl =154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=
40860556 kN
154789 kN= 264 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
34
Berdasarkan jumlah tendon eksisting yang melebihi tendon yang diperlukan
dapat diasumsikan bahwa pier head tersebut tidak didesain menggunakan momen
pada penampang kritis (Mcr) Pada saat dibebani retak terjadi pada perubahan
geometri atau pada penampang kritis sehingga pada umumnya desain cukup
menggunakan Mcr yang nilainya lebih kecil daripada momen maksimal
-Menghitung P menggunakan Momen Maksimal (Mmax)
M berat sendiri = 57265256 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 8941951kN-m
M beban hidup = 20374506 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 86581713 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
865817123 x 139
6967 3000
1
12875
x 139
6967 = 86320521 kN
P1= 154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=86320521 kN
154789 kN= 558 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
Dengan menggunakan momen maksimum yang terjadi pada pier head hasil
perhitungan jumlah tendon yang diperlukan mendekati jumlah tendon eksisting
sehingga dapat diasumsikan struktur tersebut didesain menggunakan momen
maksimum Penggunaan momen maksimum yang terjadi menyebabkan
penambahan jumlah tendon dalam desain
Jumlah tendon eksisting Jumlah tendon yang diperlukan OK
Perhitungan Tulangan
Slab
-Tulangan Lentur Positif
Momen di lapangan Mu pada slab = 10333 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d = ndash drsquo= 250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
10333
08=12916 kN-m
Faktor tahanan momen = Mnx10
6
bd2 =
12916 x106
1000 x 2102= 2929
35
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2929
085 x 30 = 00079
ρmin
= 25 x 14
fy= 25 x
14
390= 0000897
Digunakan = 00079 sehingga
As= ρ b d = 00079 x 1000 mm x 210 mm = 167983 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 167983 mm2
= 1687 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
-Tulangan Lentur Negatif
Momen di tumpuan Mu pada slab = 9504 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d ndash drsquo=250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
9504
08=1188 kN-m
Faktor tahanan momen Rn=Mnx10
6
bd2 =
1188 x106
1000 x 2102= 2694
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2694
085 x 30 = 00073
ρmin
= 25 x 14
fy=25 x
14
390= 0000897
Digunakan ρ = 00073 sehingga
As= ρ b d = 00073 x 1000 mm x 210 mm =153652 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
36
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 153652 mm2
= 18443 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
- Tulangan Geser
Gaya geser Vu pada slab = 35306 kN
Kuat geser nominal yang disumbangkan oleh slab
c=
(
radicf
rsquoc
6
)
bwd =(radic30
6) 1000 x 210 = 19170289 kN
Vc = 06 x = 11502174 kN
u c tidak dibutuhkan tulangan geser
Girder
-Tulangan Lentur
Mu = 24895989 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 13 mm dengan jumlah 8 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 8 =
1
4 314 13
2 x 8 = 106132 mm2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan
(16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fcrsquo
d
dp ω- ωrsquo ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
10857 mm2
fps = 1860 (1 04
077 [00091
1860
40 2050
1800 (00414 00335 ])
= 18599 MPa
Menghitung lebar efektif Be
Diketahui tebal slab ho = 25 cm
Lebar efektif diambil nilai terkecil dari L
4 =
3575 m
4= 894 m
Jarak antar girder s = 3567 m
12 = 12 x 025 = 3 m Diambil Be = 3 m
Eslab = 2574296 MPa
Egirder = 2972541 MPa
n = Eslab
Egirder
= 2574296 MPa
2972541 MPa= 087
Sehingga Be = n x 3 m = 087 x 3 m = 261 m = 2610 mm
37
h = h girder + h slab = 250 + 1850 = 2100 mm
tebal selimut beton drsquo = 50 mm
d = h ndash drsquo
= 2100 mm ndash 50 mm = 2050 mm
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
Aps fps As fy = 085 fcrsquoab
10857 mm2
x 18599 MPa+106132 mm2 x 390 MPa = 085 x 40 MPa x a x
2610 mm
a = 23223 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16)
dengan nilai = 08 adalah sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d-a
2) As fy (d-
a
2)+
= 08 x 10857 mm2 x 18599 MPa (2050 mm-
23223 mm
2) +
106132 mm2
x 390 MPa (2050 mm-23223 mm
2)
= 31242337 kN-m + 640371 kN-m
= 31882709 kN-m
Mn = 31882709 kN-m gt Mu = 24720615 kN-m (OK memenuhi syarat)
Cara yang telah dijabarkan diatas merupakan cara mendesain kekuatan
lentur balok prategang dengan pendekatan trial and error diameter tulangan dan
jumlah tulangan dalam Nawy (2001) Dengan menggunakan pendekatan tersebut
terlebih dahulu dilakukan pemeriksaan terhadap tulangan eksisting menggunakan
data sekunder Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa kapasitas momen
nominal yang disumbangkan oleh tendon Mn tendon lebih besar daripada
momen ultimit yang terjadi Mu akibat pembebanan sehingga momen cukup
ditahan oleh tendon (tidak dibutuhkan tulangan lentur) Tulangan eksisting yang
digunakan merupakan tulangan susut yang berfungsi mencegah terjadinya retak
pada beton
tulangan susut = 00018 x luas penampang girder Ag
= 00018 x 11915 m2
= 00021447 m
2
Digunakan D-13 sehingga = 21447 mm2
1
4 d
2=
21447 m2
1
4 13
2= 16 lt n eksisting = 40
Menurut SNI 03-2847-2002 tentang Tata Cara Perhitungan Struktur Beton
untuk Bangunan Gedung jumlah tulangan susut dan suhu harus dipasang dengan
jarak tidak lebih dari lima kali tebal plat atau 450 mm Jarak maksimum antara
tulangan susut eksisting = 330 mm (lt 450 mm) sehingga tulangan tersebut dari
segi jumlah dan jarak antar tulangan memenuhi syarat
-Tulangan Geser
Girder di tumpuan
Ag = 2682500 mm2
h = 1850 mm
d = h-drsquo= 1850 mm ndash 50 mm = 1800 mm
bw = 1000 mm
38
Gaya geser di tumpuan = 300256 kN dan gaya aksial = 420053 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 420053
14 x 2682500 mm2 ) (
radic40
6) 1000 mm x 1800 mm
= 2109587 kN
c = 06 x 2109587 kN = 1265752 kN u = n
= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit
yang terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (300256 kN ndash (06 x 2109587 kN))06 = 2894674 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av = 2894674 x 103
390 MPa x 1800 mm
mm
= 515433 mm2
Digunakan D-22 sehingga n= Av
1
4 D2
= mm2
1
4 22
2=136 2 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 7 OK
Girder di lapangan
Ag = 1191500 mm2
h = 1850 mm
tulangan utama dan tulangan geser = D 13
d = h - drsquo- 13 - 05 x 13 = 17805 mm
= 1850 ndash 50 ndash 13 ndash (05 x 13) = 17805 mm
bw = 600 mm
Gaya geser di lapangan =193044 kN dan gaya aksial = 274113 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 274113
14 x 1191500 mm2 ) (
radic40
6) 600 mm x 17805 mm
= 1311133 kN
c= 06 x 1311133 kN = 78668 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang
terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
39
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (193044 kN ndash (06 x 1311133 kN))06 = 1906273 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av= 1906273 kN x 10
3
390 MPa x 17805 mm
150 mm
= 411784 mm2
Digunakan D-13 sehingga n= Av
1
4 D2
= 411784 mm2
1
4 13
2= 3103 4 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 4 OK
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 5215433 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Girder dianggap sebagai penampang berongga dinding tipis sehingga besar
modulus puntir = 2 Ambw dimana adalah girder
Jt = 2 x 1191500 mm2 x 2610 mm
= 6219630000 mm3
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 6219630000 (03 radic )radic1 10 1034
= 190101E+11 N-mm = 19010103 kN-m
Tc = 06 x 19010103 kN-m = 11406062 kN-m
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa nilai lebih besar dari sehingga
beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan torsi)
Pier Head
-Tulangan Lentur
Mu = 93134113 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 19 mm dengan jumlah 32 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 25=
1
4 314 x19
2 x 32 = 906832 mm
2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan (16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
Aps = 79059 mm2
fps = 1860 (1 04
081 [00061
1860
35 2520
1670 (00131 00196 ])
588537 MPa
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
40
Aps fps As fy= 085 fc ab
79059 mm2 x 588537 MPa + 906832mm
2 x 390 MPa = 085 x 35 MPa x a x
4500 mm
a = 373974 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16) dengan nilai
= 08 dapat dijabarkan sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d -a
2) As fy (d -
a
2)+
= 08 x 79059 mm2 x 588537 MPa (2520 mm-
373974 mm
2) +
906832 mm2 x 390 MPa (2520 mm-
373974 mm
2)
= 86842499 kN-m + 66008303 kN-m
= 108290509 kN-m
Mn = 93443330 kN-m gt Mu = 93134113 kN-m (OK memenuhi syarat)
-Tulangan Geser
Ag = 12876500 mm2
h = 2620 mm
d = h - d = 2620 mm ndash 100 mm = 2520 mm
= 4500 mm
Gaya geser u di tumpuan = 2011783 kN dan gaya aksial = 241249 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicf c
6) bwd
= (1 241249 kN
14 x 12876500 mm2 ) (
radic35
6) 4500 mm x 2520 mm
= 1118154 kN
c = 06 x 1118154 kN = 6708924 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa tahanan geser yang disumbangkan
oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang terjadi
sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (2011783 kN ndash 6708924 kN)06 = 1676113 kN
s = Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan
Av= s
fy x d
s
Av= 1676113 kN x 10
3
390 MPa x 2520 mm
125 mm
= 2131808 mm2
Digunakan D-16 sehingga n= Av
1
4 D2
= 2131808 mm2
1
4 16
2=106 11 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 8-D16 dan 2-D25 OK
41
Selisih jumlah tulangan D-16 antara hasil perhitungan dengan eksisting sebanyak
3 tulangan telah ditutupi dengan penggunaan 2 tulangan D-25 pada eksisting
sehingga tulangan tersebut dikatakan memenuhi syarat
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 1617885 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Untuk penampang segiempat masif modulus puntir Jt= 04x2y
Jt = 04 x 45002 mm x 2620 mm
= 21222 x 106 Nmm = 21222 kN-m
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 21222 x 106 Nmm (03 radic35 MPa)radic1
10 x 1034 MPa
35
= 6485 x 1011
N-mm = 648487513 kN-m
Tc= 06 x 648487513 kN-m = 389092507 kN-m
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa nilai Tc lebih besar dari Tu
sehingga beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan
torsi)
Pemeriksaan Kolom
Struktur kolom tidak hanya menerima beban aksial vertikal tetapi juga
momen lentur sehingga analisis kolom diperhitungkan untuk menyangga beban
aksial desak dengan eksentrisitas tertentu (Nasution 2009) Pada penelitian ini
analisis kolom dilakukan menggunakan program PCA Col untuk memeriksa
kapasitas tulangan eksisting terhadap beban yang bekerja pada struktur Beban
aksial dan momen yang diinputkan diperoleh dari program CSI Bridge Analisis
kolom dilakukan pada pier segmen 1 dan pier segmen 2 yang masing-masing
memiliki dimensi dan susunan tulangan yang berbeda
Gambar 30 Pemodelan Pier
Pier Segmen 1
Pier
Segmen 2
42
Pier Segmen 1
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1 dimana
aksial (P) maksimum 4181749 kN yang menghasilkan M33 sebesar 920863 kN-m
dan M22 sebesar 796380 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu M33 maksimum
sebesar 1862805 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar 218102 kN- m dan aksial
(P) sebesar 4326789 kN
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1
Dari data yang telah diinputkan diperoleh diagram interaksi seperti pada
Gambar 30 Terlihat baik pada kombinasi 1 dan 2 beban masih berada di area
tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan bahwa kombinasi pembebanan
mampu ditahan oleh pier sehingga pier dikatakan aman terhadap beban yang
bekerja
Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1
43
Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2
Pier Segmen 2
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1
dimana aksial (P) maksimum 629513 kN yang menghasilkan M33 sebesar
38634 kN-m dan M22 sebesar 74265 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu
M33 maksimum sebesar 248387 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar
73617 kN-m dan aksial (P) sebesar 721377 kN
Berdasarkan data yang inputkan diperoleh diagram interaksi pier untuk pier
segmen 2 sebagai berikut
Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
33
P1= Ast x x f u
= 00000987 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl = 110149 kN
Jumlah tendon yang diperlukan= P2
P1= 1384018 kN
110149 kN=125 tendon
Jumlah tendon eksisting = 110 tendon
Jumlah tendon hasil perhitungan yang melebihi tendon eksisting dapat disebabkan
karena perbedaan penggunaan jumlah kombinasi beban ldquoDrdquo Perhitungan yang
dilakukan menggunakan semua kemungkinan kombinasi baik dalam arah
longitudinal maupun transversal jembatan (sub bab input pembebanan) Selain itu
dapat juga dikarenakan perbedaan dalam pemodelan panjang girder yang
menyebabkan terjadinya kelebihan momen
Tendon pada pier head
Data Tendon
D tendon = 06 inchi = 1524 mm = 0015 m
Ast = 1387 mm2 = 00001387 m
2
= 06
fpu = 1860 MPa = 1860000 kNm2
σizin (σt) = 3 MPa = 3000 kN m2
Data Pier Head
Ag (Ax) = 128765 m2
Iz = 6967 m4
yt = 139 m
yb = 123 m
et pada momen maksimal = 04396 m
et pada penampang kritis = 0702 m
-Menghitung P menggunakan Momen Pada Penampang Kritis (Mcr)
M berat sendiri = 41612388 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 7073499kN-m
M beban hidup = 14947156 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 63633043 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
63633043 x 139
3000
1
12875
0702 x 139
6967 = 40860556 kN
P1= Ast x x f u
= 00001387 m2 x 06 x 1860000 kNm2frasl =154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=
40860556 kN
154789 kN= 264 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
34
Berdasarkan jumlah tendon eksisting yang melebihi tendon yang diperlukan
dapat diasumsikan bahwa pier head tersebut tidak didesain menggunakan momen
pada penampang kritis (Mcr) Pada saat dibebani retak terjadi pada perubahan
geometri atau pada penampang kritis sehingga pada umumnya desain cukup
menggunakan Mcr yang nilainya lebih kecil daripada momen maksimal
-Menghitung P menggunakan Momen Maksimal (Mmax)
M berat sendiri = 57265256 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 8941951kN-m
M beban hidup = 20374506 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 86581713 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
865817123 x 139
6967 3000
1
12875
x 139
6967 = 86320521 kN
P1= 154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=86320521 kN
154789 kN= 558 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
Dengan menggunakan momen maksimum yang terjadi pada pier head hasil
perhitungan jumlah tendon yang diperlukan mendekati jumlah tendon eksisting
sehingga dapat diasumsikan struktur tersebut didesain menggunakan momen
maksimum Penggunaan momen maksimum yang terjadi menyebabkan
penambahan jumlah tendon dalam desain
Jumlah tendon eksisting Jumlah tendon yang diperlukan OK
Perhitungan Tulangan
Slab
-Tulangan Lentur Positif
Momen di lapangan Mu pada slab = 10333 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d = ndash drsquo= 250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
10333
08=12916 kN-m
Faktor tahanan momen = Mnx10
6
bd2 =
12916 x106
1000 x 2102= 2929
35
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2929
085 x 30 = 00079
ρmin
= 25 x 14
fy= 25 x
14
390= 0000897
Digunakan = 00079 sehingga
As= ρ b d = 00079 x 1000 mm x 210 mm = 167983 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 167983 mm2
= 1687 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
-Tulangan Lentur Negatif
Momen di tumpuan Mu pada slab = 9504 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d ndash drsquo=250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
9504
08=1188 kN-m
Faktor tahanan momen Rn=Mnx10
6
bd2 =
1188 x106
1000 x 2102= 2694
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2694
085 x 30 = 00073
ρmin
= 25 x 14
fy=25 x
14
390= 0000897
Digunakan ρ = 00073 sehingga
As= ρ b d = 00073 x 1000 mm x 210 mm =153652 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
36
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 153652 mm2
= 18443 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
- Tulangan Geser
Gaya geser Vu pada slab = 35306 kN
Kuat geser nominal yang disumbangkan oleh slab
c=
(
radicf
rsquoc
6
)
bwd =(radic30
6) 1000 x 210 = 19170289 kN
Vc = 06 x = 11502174 kN
u c tidak dibutuhkan tulangan geser
Girder
-Tulangan Lentur
Mu = 24895989 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 13 mm dengan jumlah 8 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 8 =
1
4 314 13
2 x 8 = 106132 mm2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan
(16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fcrsquo
d
dp ω- ωrsquo ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
10857 mm2
fps = 1860 (1 04
077 [00091
1860
40 2050
1800 (00414 00335 ])
= 18599 MPa
Menghitung lebar efektif Be
Diketahui tebal slab ho = 25 cm
Lebar efektif diambil nilai terkecil dari L
4 =
3575 m
4= 894 m
Jarak antar girder s = 3567 m
12 = 12 x 025 = 3 m Diambil Be = 3 m
Eslab = 2574296 MPa
Egirder = 2972541 MPa
n = Eslab
Egirder
= 2574296 MPa
2972541 MPa= 087
Sehingga Be = n x 3 m = 087 x 3 m = 261 m = 2610 mm
37
h = h girder + h slab = 250 + 1850 = 2100 mm
tebal selimut beton drsquo = 50 mm
d = h ndash drsquo
= 2100 mm ndash 50 mm = 2050 mm
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
Aps fps As fy = 085 fcrsquoab
10857 mm2
x 18599 MPa+106132 mm2 x 390 MPa = 085 x 40 MPa x a x
2610 mm
a = 23223 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16)
dengan nilai = 08 adalah sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d-a
2) As fy (d-
a
2)+
= 08 x 10857 mm2 x 18599 MPa (2050 mm-
23223 mm
2) +
106132 mm2
x 390 MPa (2050 mm-23223 mm
2)
= 31242337 kN-m + 640371 kN-m
= 31882709 kN-m
Mn = 31882709 kN-m gt Mu = 24720615 kN-m (OK memenuhi syarat)
Cara yang telah dijabarkan diatas merupakan cara mendesain kekuatan
lentur balok prategang dengan pendekatan trial and error diameter tulangan dan
jumlah tulangan dalam Nawy (2001) Dengan menggunakan pendekatan tersebut
terlebih dahulu dilakukan pemeriksaan terhadap tulangan eksisting menggunakan
data sekunder Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa kapasitas momen
nominal yang disumbangkan oleh tendon Mn tendon lebih besar daripada
momen ultimit yang terjadi Mu akibat pembebanan sehingga momen cukup
ditahan oleh tendon (tidak dibutuhkan tulangan lentur) Tulangan eksisting yang
digunakan merupakan tulangan susut yang berfungsi mencegah terjadinya retak
pada beton
tulangan susut = 00018 x luas penampang girder Ag
= 00018 x 11915 m2
= 00021447 m
2
Digunakan D-13 sehingga = 21447 mm2
1
4 d
2=
21447 m2
1
4 13
2= 16 lt n eksisting = 40
Menurut SNI 03-2847-2002 tentang Tata Cara Perhitungan Struktur Beton
untuk Bangunan Gedung jumlah tulangan susut dan suhu harus dipasang dengan
jarak tidak lebih dari lima kali tebal plat atau 450 mm Jarak maksimum antara
tulangan susut eksisting = 330 mm (lt 450 mm) sehingga tulangan tersebut dari
segi jumlah dan jarak antar tulangan memenuhi syarat
-Tulangan Geser
Girder di tumpuan
Ag = 2682500 mm2
h = 1850 mm
d = h-drsquo= 1850 mm ndash 50 mm = 1800 mm
bw = 1000 mm
38
Gaya geser di tumpuan = 300256 kN dan gaya aksial = 420053 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 420053
14 x 2682500 mm2 ) (
radic40
6) 1000 mm x 1800 mm
= 2109587 kN
c = 06 x 2109587 kN = 1265752 kN u = n
= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit
yang terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (300256 kN ndash (06 x 2109587 kN))06 = 2894674 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av = 2894674 x 103
390 MPa x 1800 mm
mm
= 515433 mm2
Digunakan D-22 sehingga n= Av
1
4 D2
= mm2
1
4 22
2=136 2 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 7 OK
Girder di lapangan
Ag = 1191500 mm2
h = 1850 mm
tulangan utama dan tulangan geser = D 13
d = h - drsquo- 13 - 05 x 13 = 17805 mm
= 1850 ndash 50 ndash 13 ndash (05 x 13) = 17805 mm
bw = 600 mm
Gaya geser di lapangan =193044 kN dan gaya aksial = 274113 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 274113
14 x 1191500 mm2 ) (
radic40
6) 600 mm x 17805 mm
= 1311133 kN
c= 06 x 1311133 kN = 78668 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang
terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
39
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (193044 kN ndash (06 x 1311133 kN))06 = 1906273 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av= 1906273 kN x 10
3
390 MPa x 17805 mm
150 mm
= 411784 mm2
Digunakan D-13 sehingga n= Av
1
4 D2
= 411784 mm2
1
4 13
2= 3103 4 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 4 OK
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 5215433 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Girder dianggap sebagai penampang berongga dinding tipis sehingga besar
modulus puntir = 2 Ambw dimana adalah girder
Jt = 2 x 1191500 mm2 x 2610 mm
= 6219630000 mm3
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 6219630000 (03 radic )radic1 10 1034
= 190101E+11 N-mm = 19010103 kN-m
Tc = 06 x 19010103 kN-m = 11406062 kN-m
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa nilai lebih besar dari sehingga
beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan torsi)
Pier Head
-Tulangan Lentur
Mu = 93134113 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 19 mm dengan jumlah 32 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 25=
1
4 314 x19
2 x 32 = 906832 mm
2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan (16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
Aps = 79059 mm2
fps = 1860 (1 04
081 [00061
1860
35 2520
1670 (00131 00196 ])
588537 MPa
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
40
Aps fps As fy= 085 fc ab
79059 mm2 x 588537 MPa + 906832mm
2 x 390 MPa = 085 x 35 MPa x a x
4500 mm
a = 373974 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16) dengan nilai
= 08 dapat dijabarkan sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d -a
2) As fy (d -
a
2)+
= 08 x 79059 mm2 x 588537 MPa (2520 mm-
373974 mm
2) +
906832 mm2 x 390 MPa (2520 mm-
373974 mm
2)
= 86842499 kN-m + 66008303 kN-m
= 108290509 kN-m
Mn = 93443330 kN-m gt Mu = 93134113 kN-m (OK memenuhi syarat)
-Tulangan Geser
Ag = 12876500 mm2
h = 2620 mm
d = h - d = 2620 mm ndash 100 mm = 2520 mm
= 4500 mm
Gaya geser u di tumpuan = 2011783 kN dan gaya aksial = 241249 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicf c
6) bwd
= (1 241249 kN
14 x 12876500 mm2 ) (
radic35
6) 4500 mm x 2520 mm
= 1118154 kN
c = 06 x 1118154 kN = 6708924 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa tahanan geser yang disumbangkan
oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang terjadi
sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (2011783 kN ndash 6708924 kN)06 = 1676113 kN
s = Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan
Av= s
fy x d
s
Av= 1676113 kN x 10
3
390 MPa x 2520 mm
125 mm
= 2131808 mm2
Digunakan D-16 sehingga n= Av
1
4 D2
= 2131808 mm2
1
4 16
2=106 11 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 8-D16 dan 2-D25 OK
41
Selisih jumlah tulangan D-16 antara hasil perhitungan dengan eksisting sebanyak
3 tulangan telah ditutupi dengan penggunaan 2 tulangan D-25 pada eksisting
sehingga tulangan tersebut dikatakan memenuhi syarat
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 1617885 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Untuk penampang segiempat masif modulus puntir Jt= 04x2y
Jt = 04 x 45002 mm x 2620 mm
= 21222 x 106 Nmm = 21222 kN-m
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 21222 x 106 Nmm (03 radic35 MPa)radic1
10 x 1034 MPa
35
= 6485 x 1011
N-mm = 648487513 kN-m
Tc= 06 x 648487513 kN-m = 389092507 kN-m
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa nilai Tc lebih besar dari Tu
sehingga beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan
torsi)
Pemeriksaan Kolom
Struktur kolom tidak hanya menerima beban aksial vertikal tetapi juga
momen lentur sehingga analisis kolom diperhitungkan untuk menyangga beban
aksial desak dengan eksentrisitas tertentu (Nasution 2009) Pada penelitian ini
analisis kolom dilakukan menggunakan program PCA Col untuk memeriksa
kapasitas tulangan eksisting terhadap beban yang bekerja pada struktur Beban
aksial dan momen yang diinputkan diperoleh dari program CSI Bridge Analisis
kolom dilakukan pada pier segmen 1 dan pier segmen 2 yang masing-masing
memiliki dimensi dan susunan tulangan yang berbeda
Gambar 30 Pemodelan Pier
Pier Segmen 1
Pier
Segmen 2
42
Pier Segmen 1
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1 dimana
aksial (P) maksimum 4181749 kN yang menghasilkan M33 sebesar 920863 kN-m
dan M22 sebesar 796380 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu M33 maksimum
sebesar 1862805 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar 218102 kN- m dan aksial
(P) sebesar 4326789 kN
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1
Dari data yang telah diinputkan diperoleh diagram interaksi seperti pada
Gambar 30 Terlihat baik pada kombinasi 1 dan 2 beban masih berada di area
tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan bahwa kombinasi pembebanan
mampu ditahan oleh pier sehingga pier dikatakan aman terhadap beban yang
bekerja
Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1
43
Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2
Pier Segmen 2
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1
dimana aksial (P) maksimum 629513 kN yang menghasilkan M33 sebesar
38634 kN-m dan M22 sebesar 74265 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu
M33 maksimum sebesar 248387 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar
73617 kN-m dan aksial (P) sebesar 721377 kN
Berdasarkan data yang inputkan diperoleh diagram interaksi pier untuk pier
segmen 2 sebagai berikut
Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
34
Berdasarkan jumlah tendon eksisting yang melebihi tendon yang diperlukan
dapat diasumsikan bahwa pier head tersebut tidak didesain menggunakan momen
pada penampang kritis (Mcr) Pada saat dibebani retak terjadi pada perubahan
geometri atau pada penampang kritis sehingga pada umumnya desain cukup
menggunakan Mcr yang nilainya lebih kecil daripada momen maksimal
-Menghitung P menggunakan Momen Maksimal (Mmax)
M berat sendiri = 57265256 kN-m
M beban mati tambahan (aspal + parapet) = 8941951kN-m
M beban hidup = 20374506 kN-m
M total = M berat sendiri + beban mati tambahan + beban hidup
= 86581713 kN
P2=
Myt
Iz σt
1
Ax
etyt
Iz
P2=
865817123 x 139
6967 3000
1
12875
x 139
6967 = 86320521 kN
P1= 154789 kN
Jumlah tendon yang diperlukan = P2
P1=86320521 kN
154789 kN= 558 tendon
Jumlah tendon eksisting = 570 tendon
Dengan menggunakan momen maksimum yang terjadi pada pier head hasil
perhitungan jumlah tendon yang diperlukan mendekati jumlah tendon eksisting
sehingga dapat diasumsikan struktur tersebut didesain menggunakan momen
maksimum Penggunaan momen maksimum yang terjadi menyebabkan
penambahan jumlah tendon dalam desain
Jumlah tendon eksisting Jumlah tendon yang diperlukan OK
Perhitungan Tulangan
Slab
-Tulangan Lentur Positif
Momen di lapangan Mu pada slab = 10333 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d = ndash drsquo= 250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
10333
08=12916 kN-m
Faktor tahanan momen = Mnx10
6
bd2 =
12916 x106
1000 x 2102= 2929
35
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2929
085 x 30 = 00079
ρmin
= 25 x 14
fy= 25 x
14
390= 0000897
Digunakan = 00079 sehingga
As= ρ b d = 00079 x 1000 mm x 210 mm = 167983 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 167983 mm2
= 1687 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
-Tulangan Lentur Negatif
Momen di tumpuan Mu pada slab = 9504 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d ndash drsquo=250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
9504
08=1188 kN-m
Faktor tahanan momen Rn=Mnx10
6
bd2 =
1188 x106
1000 x 2102= 2694
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2694
085 x 30 = 00073
ρmin
= 25 x 14
fy=25 x
14
390= 0000897
Digunakan ρ = 00073 sehingga
As= ρ b d = 00073 x 1000 mm x 210 mm =153652 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
36
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 153652 mm2
= 18443 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
- Tulangan Geser
Gaya geser Vu pada slab = 35306 kN
Kuat geser nominal yang disumbangkan oleh slab
c=
(
radicf
rsquoc
6
)
bwd =(radic30
6) 1000 x 210 = 19170289 kN
Vc = 06 x = 11502174 kN
u c tidak dibutuhkan tulangan geser
Girder
-Tulangan Lentur
Mu = 24895989 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 13 mm dengan jumlah 8 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 8 =
1
4 314 13
2 x 8 = 106132 mm2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan
(16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fcrsquo
d
dp ω- ωrsquo ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
10857 mm2
fps = 1860 (1 04
077 [00091
1860
40 2050
1800 (00414 00335 ])
= 18599 MPa
Menghitung lebar efektif Be
Diketahui tebal slab ho = 25 cm
Lebar efektif diambil nilai terkecil dari L
4 =
3575 m
4= 894 m
Jarak antar girder s = 3567 m
12 = 12 x 025 = 3 m Diambil Be = 3 m
Eslab = 2574296 MPa
Egirder = 2972541 MPa
n = Eslab
Egirder
= 2574296 MPa
2972541 MPa= 087
Sehingga Be = n x 3 m = 087 x 3 m = 261 m = 2610 mm
37
h = h girder + h slab = 250 + 1850 = 2100 mm
tebal selimut beton drsquo = 50 mm
d = h ndash drsquo
= 2100 mm ndash 50 mm = 2050 mm
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
Aps fps As fy = 085 fcrsquoab
10857 mm2
x 18599 MPa+106132 mm2 x 390 MPa = 085 x 40 MPa x a x
2610 mm
a = 23223 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16)
dengan nilai = 08 adalah sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d-a
2) As fy (d-
a
2)+
= 08 x 10857 mm2 x 18599 MPa (2050 mm-
23223 mm
2) +
106132 mm2
x 390 MPa (2050 mm-23223 mm
2)
= 31242337 kN-m + 640371 kN-m
= 31882709 kN-m
Mn = 31882709 kN-m gt Mu = 24720615 kN-m (OK memenuhi syarat)
Cara yang telah dijabarkan diatas merupakan cara mendesain kekuatan
lentur balok prategang dengan pendekatan trial and error diameter tulangan dan
jumlah tulangan dalam Nawy (2001) Dengan menggunakan pendekatan tersebut
terlebih dahulu dilakukan pemeriksaan terhadap tulangan eksisting menggunakan
data sekunder Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa kapasitas momen
nominal yang disumbangkan oleh tendon Mn tendon lebih besar daripada
momen ultimit yang terjadi Mu akibat pembebanan sehingga momen cukup
ditahan oleh tendon (tidak dibutuhkan tulangan lentur) Tulangan eksisting yang
digunakan merupakan tulangan susut yang berfungsi mencegah terjadinya retak
pada beton
tulangan susut = 00018 x luas penampang girder Ag
= 00018 x 11915 m2
= 00021447 m
2
Digunakan D-13 sehingga = 21447 mm2
1
4 d
2=
21447 m2
1
4 13
2= 16 lt n eksisting = 40
Menurut SNI 03-2847-2002 tentang Tata Cara Perhitungan Struktur Beton
untuk Bangunan Gedung jumlah tulangan susut dan suhu harus dipasang dengan
jarak tidak lebih dari lima kali tebal plat atau 450 mm Jarak maksimum antara
tulangan susut eksisting = 330 mm (lt 450 mm) sehingga tulangan tersebut dari
segi jumlah dan jarak antar tulangan memenuhi syarat
-Tulangan Geser
Girder di tumpuan
Ag = 2682500 mm2
h = 1850 mm
d = h-drsquo= 1850 mm ndash 50 mm = 1800 mm
bw = 1000 mm
38
Gaya geser di tumpuan = 300256 kN dan gaya aksial = 420053 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 420053
14 x 2682500 mm2 ) (
radic40
6) 1000 mm x 1800 mm
= 2109587 kN
c = 06 x 2109587 kN = 1265752 kN u = n
= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit
yang terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (300256 kN ndash (06 x 2109587 kN))06 = 2894674 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av = 2894674 x 103
390 MPa x 1800 mm
mm
= 515433 mm2
Digunakan D-22 sehingga n= Av
1
4 D2
= mm2
1
4 22
2=136 2 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 7 OK
Girder di lapangan
Ag = 1191500 mm2
h = 1850 mm
tulangan utama dan tulangan geser = D 13
d = h - drsquo- 13 - 05 x 13 = 17805 mm
= 1850 ndash 50 ndash 13 ndash (05 x 13) = 17805 mm
bw = 600 mm
Gaya geser di lapangan =193044 kN dan gaya aksial = 274113 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 274113
14 x 1191500 mm2 ) (
radic40
6) 600 mm x 17805 mm
= 1311133 kN
c= 06 x 1311133 kN = 78668 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang
terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
39
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (193044 kN ndash (06 x 1311133 kN))06 = 1906273 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av= 1906273 kN x 10
3
390 MPa x 17805 mm
150 mm
= 411784 mm2
Digunakan D-13 sehingga n= Av
1
4 D2
= 411784 mm2
1
4 13
2= 3103 4 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 4 OK
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 5215433 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Girder dianggap sebagai penampang berongga dinding tipis sehingga besar
modulus puntir = 2 Ambw dimana adalah girder
Jt = 2 x 1191500 mm2 x 2610 mm
= 6219630000 mm3
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 6219630000 (03 radic )radic1 10 1034
= 190101E+11 N-mm = 19010103 kN-m
Tc = 06 x 19010103 kN-m = 11406062 kN-m
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa nilai lebih besar dari sehingga
beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan torsi)
Pier Head
-Tulangan Lentur
Mu = 93134113 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 19 mm dengan jumlah 32 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 25=
1
4 314 x19
2 x 32 = 906832 mm
2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan (16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
Aps = 79059 mm2
fps = 1860 (1 04
081 [00061
1860
35 2520
1670 (00131 00196 ])
588537 MPa
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
40
Aps fps As fy= 085 fc ab
79059 mm2 x 588537 MPa + 906832mm
2 x 390 MPa = 085 x 35 MPa x a x
4500 mm
a = 373974 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16) dengan nilai
= 08 dapat dijabarkan sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d -a
2) As fy (d -
a
2)+
= 08 x 79059 mm2 x 588537 MPa (2520 mm-
373974 mm
2) +
906832 mm2 x 390 MPa (2520 mm-
373974 mm
2)
= 86842499 kN-m + 66008303 kN-m
= 108290509 kN-m
Mn = 93443330 kN-m gt Mu = 93134113 kN-m (OK memenuhi syarat)
-Tulangan Geser
Ag = 12876500 mm2
h = 2620 mm
d = h - d = 2620 mm ndash 100 mm = 2520 mm
= 4500 mm
Gaya geser u di tumpuan = 2011783 kN dan gaya aksial = 241249 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicf c
6) bwd
= (1 241249 kN
14 x 12876500 mm2 ) (
radic35
6) 4500 mm x 2520 mm
= 1118154 kN
c = 06 x 1118154 kN = 6708924 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa tahanan geser yang disumbangkan
oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang terjadi
sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (2011783 kN ndash 6708924 kN)06 = 1676113 kN
s = Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan
Av= s
fy x d
s
Av= 1676113 kN x 10
3
390 MPa x 2520 mm
125 mm
= 2131808 mm2
Digunakan D-16 sehingga n= Av
1
4 D2
= 2131808 mm2
1
4 16
2=106 11 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 8-D16 dan 2-D25 OK
41
Selisih jumlah tulangan D-16 antara hasil perhitungan dengan eksisting sebanyak
3 tulangan telah ditutupi dengan penggunaan 2 tulangan D-25 pada eksisting
sehingga tulangan tersebut dikatakan memenuhi syarat
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 1617885 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Untuk penampang segiempat masif modulus puntir Jt= 04x2y
Jt = 04 x 45002 mm x 2620 mm
= 21222 x 106 Nmm = 21222 kN-m
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 21222 x 106 Nmm (03 radic35 MPa)radic1
10 x 1034 MPa
35
= 6485 x 1011
N-mm = 648487513 kN-m
Tc= 06 x 648487513 kN-m = 389092507 kN-m
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa nilai Tc lebih besar dari Tu
sehingga beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan
torsi)
Pemeriksaan Kolom
Struktur kolom tidak hanya menerima beban aksial vertikal tetapi juga
momen lentur sehingga analisis kolom diperhitungkan untuk menyangga beban
aksial desak dengan eksentrisitas tertentu (Nasution 2009) Pada penelitian ini
analisis kolom dilakukan menggunakan program PCA Col untuk memeriksa
kapasitas tulangan eksisting terhadap beban yang bekerja pada struktur Beban
aksial dan momen yang diinputkan diperoleh dari program CSI Bridge Analisis
kolom dilakukan pada pier segmen 1 dan pier segmen 2 yang masing-masing
memiliki dimensi dan susunan tulangan yang berbeda
Gambar 30 Pemodelan Pier
Pier Segmen 1
Pier
Segmen 2
42
Pier Segmen 1
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1 dimana
aksial (P) maksimum 4181749 kN yang menghasilkan M33 sebesar 920863 kN-m
dan M22 sebesar 796380 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu M33 maksimum
sebesar 1862805 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar 218102 kN- m dan aksial
(P) sebesar 4326789 kN
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1
Dari data yang telah diinputkan diperoleh diagram interaksi seperti pada
Gambar 30 Terlihat baik pada kombinasi 1 dan 2 beban masih berada di area
tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan bahwa kombinasi pembebanan
mampu ditahan oleh pier sehingga pier dikatakan aman terhadap beban yang
bekerja
Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1
43
Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2
Pier Segmen 2
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1
dimana aksial (P) maksimum 629513 kN yang menghasilkan M33 sebesar
38634 kN-m dan M22 sebesar 74265 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu
M33 maksimum sebesar 248387 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar
73617 kN-m dan aksial (P) sebesar 721377 kN
Berdasarkan data yang inputkan diperoleh diagram interaksi pier untuk pier
segmen 2 sebagai berikut
Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
35
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2929
085 x 30 = 00079
ρmin
= 25 x 14
fy= 25 x
14
390= 0000897
Digunakan = 00079 sehingga
As= ρ b d = 00079 x 1000 mm x 210 mm = 167983 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 167983 mm2
= 1687 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
-Tulangan Lentur Negatif
Momen di tumpuan Mu pada slab = 9504 kN-m
Tebal slab h = 250 mm
ρb=
085 frsquoc β
fy
600
600 fy =
085 x 30 x 085
390
600
600 390= 0033
Faktor bentuk distribusi tegangan beton = 085
Rmax= 075 x ρb fy x 1- 1
2075 ρ
bfy085f
rsquoc = 7949
Tebal efektif slab beton d ndash drsquo=250 ndash 40 = 210 mm
Ditinjau slab beton selebar 1 m (1000 mm) = b
Mn=Mu
=
9504
08=1188 kN-m
Faktor tahanan momen Rn=Mnx10
6
bd2 =
1188 x106
1000 x 2102= 2694
Rn Rmax OK
Rasio tulangan yang diperlukan
ρ = 085 f
rsquoc
fy x 1 radic1
1 2Rn
085 frsquoc
ρ = 085 x 30
390 x 1 radic1
1 2 x 2694
085 x 30 = 00073
ρmin
= 25 x 14
fy=25 x
14
390= 0000897
Digunakan ρ = 00073 sehingga
As= ρ b d = 00073 x 1000 mm x 210 mm =153652 mm2 Digunakan tulangan lentur D-19
36
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 153652 mm2
= 18443 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
- Tulangan Geser
Gaya geser Vu pada slab = 35306 kN
Kuat geser nominal yang disumbangkan oleh slab
c=
(
radicf
rsquoc
6
)
bwd =(radic30
6) 1000 x 210 = 19170289 kN
Vc = 06 x = 11502174 kN
u c tidak dibutuhkan tulangan geser
Girder
-Tulangan Lentur
Mu = 24895989 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 13 mm dengan jumlah 8 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 8 =
1
4 314 13
2 x 8 = 106132 mm2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan
(16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fcrsquo
d
dp ω- ωrsquo ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
10857 mm2
fps = 1860 (1 04
077 [00091
1860
40 2050
1800 (00414 00335 ])
= 18599 MPa
Menghitung lebar efektif Be
Diketahui tebal slab ho = 25 cm
Lebar efektif diambil nilai terkecil dari L
4 =
3575 m
4= 894 m
Jarak antar girder s = 3567 m
12 = 12 x 025 = 3 m Diambil Be = 3 m
Eslab = 2574296 MPa
Egirder = 2972541 MPa
n = Eslab
Egirder
= 2574296 MPa
2972541 MPa= 087
Sehingga Be = n x 3 m = 087 x 3 m = 261 m = 2610 mm
37
h = h girder + h slab = 250 + 1850 = 2100 mm
tebal selimut beton drsquo = 50 mm
d = h ndash drsquo
= 2100 mm ndash 50 mm = 2050 mm
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
Aps fps As fy = 085 fcrsquoab
10857 mm2
x 18599 MPa+106132 mm2 x 390 MPa = 085 x 40 MPa x a x
2610 mm
a = 23223 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16)
dengan nilai = 08 adalah sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d-a
2) As fy (d-
a
2)+
= 08 x 10857 mm2 x 18599 MPa (2050 mm-
23223 mm
2) +
106132 mm2
x 390 MPa (2050 mm-23223 mm
2)
= 31242337 kN-m + 640371 kN-m
= 31882709 kN-m
Mn = 31882709 kN-m gt Mu = 24720615 kN-m (OK memenuhi syarat)
Cara yang telah dijabarkan diatas merupakan cara mendesain kekuatan
lentur balok prategang dengan pendekatan trial and error diameter tulangan dan
jumlah tulangan dalam Nawy (2001) Dengan menggunakan pendekatan tersebut
terlebih dahulu dilakukan pemeriksaan terhadap tulangan eksisting menggunakan
data sekunder Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa kapasitas momen
nominal yang disumbangkan oleh tendon Mn tendon lebih besar daripada
momen ultimit yang terjadi Mu akibat pembebanan sehingga momen cukup
ditahan oleh tendon (tidak dibutuhkan tulangan lentur) Tulangan eksisting yang
digunakan merupakan tulangan susut yang berfungsi mencegah terjadinya retak
pada beton
tulangan susut = 00018 x luas penampang girder Ag
= 00018 x 11915 m2
= 00021447 m
2
Digunakan D-13 sehingga = 21447 mm2
1
4 d
2=
21447 m2
1
4 13
2= 16 lt n eksisting = 40
Menurut SNI 03-2847-2002 tentang Tata Cara Perhitungan Struktur Beton
untuk Bangunan Gedung jumlah tulangan susut dan suhu harus dipasang dengan
jarak tidak lebih dari lima kali tebal plat atau 450 mm Jarak maksimum antara
tulangan susut eksisting = 330 mm (lt 450 mm) sehingga tulangan tersebut dari
segi jumlah dan jarak antar tulangan memenuhi syarat
-Tulangan Geser
Girder di tumpuan
Ag = 2682500 mm2
h = 1850 mm
d = h-drsquo= 1850 mm ndash 50 mm = 1800 mm
bw = 1000 mm
38
Gaya geser di tumpuan = 300256 kN dan gaya aksial = 420053 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 420053
14 x 2682500 mm2 ) (
radic40
6) 1000 mm x 1800 mm
= 2109587 kN
c = 06 x 2109587 kN = 1265752 kN u = n
= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit
yang terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (300256 kN ndash (06 x 2109587 kN))06 = 2894674 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av = 2894674 x 103
390 MPa x 1800 mm
mm
= 515433 mm2
Digunakan D-22 sehingga n= Av
1
4 D2
= mm2
1
4 22
2=136 2 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 7 OK
Girder di lapangan
Ag = 1191500 mm2
h = 1850 mm
tulangan utama dan tulangan geser = D 13
d = h - drsquo- 13 - 05 x 13 = 17805 mm
= 1850 ndash 50 ndash 13 ndash (05 x 13) = 17805 mm
bw = 600 mm
Gaya geser di lapangan =193044 kN dan gaya aksial = 274113 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 274113
14 x 1191500 mm2 ) (
radic40
6) 600 mm x 17805 mm
= 1311133 kN
c= 06 x 1311133 kN = 78668 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang
terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
39
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (193044 kN ndash (06 x 1311133 kN))06 = 1906273 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av= 1906273 kN x 10
3
390 MPa x 17805 mm
150 mm
= 411784 mm2
Digunakan D-13 sehingga n= Av
1
4 D2
= 411784 mm2
1
4 13
2= 3103 4 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 4 OK
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 5215433 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Girder dianggap sebagai penampang berongga dinding tipis sehingga besar
modulus puntir = 2 Ambw dimana adalah girder
Jt = 2 x 1191500 mm2 x 2610 mm
= 6219630000 mm3
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 6219630000 (03 radic )radic1 10 1034
= 190101E+11 N-mm = 19010103 kN-m
Tc = 06 x 19010103 kN-m = 11406062 kN-m
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa nilai lebih besar dari sehingga
beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan torsi)
Pier Head
-Tulangan Lentur
Mu = 93134113 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 19 mm dengan jumlah 32 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 25=
1
4 314 x19
2 x 32 = 906832 mm
2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan (16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
Aps = 79059 mm2
fps = 1860 (1 04
081 [00061
1860
35 2520
1670 (00131 00196 ])
588537 MPa
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
40
Aps fps As fy= 085 fc ab
79059 mm2 x 588537 MPa + 906832mm
2 x 390 MPa = 085 x 35 MPa x a x
4500 mm
a = 373974 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16) dengan nilai
= 08 dapat dijabarkan sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d -a
2) As fy (d -
a
2)+
= 08 x 79059 mm2 x 588537 MPa (2520 mm-
373974 mm
2) +
906832 mm2 x 390 MPa (2520 mm-
373974 mm
2)
= 86842499 kN-m + 66008303 kN-m
= 108290509 kN-m
Mn = 93443330 kN-m gt Mu = 93134113 kN-m (OK memenuhi syarat)
-Tulangan Geser
Ag = 12876500 mm2
h = 2620 mm
d = h - d = 2620 mm ndash 100 mm = 2520 mm
= 4500 mm
Gaya geser u di tumpuan = 2011783 kN dan gaya aksial = 241249 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicf c
6) bwd
= (1 241249 kN
14 x 12876500 mm2 ) (
radic35
6) 4500 mm x 2520 mm
= 1118154 kN
c = 06 x 1118154 kN = 6708924 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa tahanan geser yang disumbangkan
oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang terjadi
sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (2011783 kN ndash 6708924 kN)06 = 1676113 kN
s = Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan
Av= s
fy x d
s
Av= 1676113 kN x 10
3
390 MPa x 2520 mm
125 mm
= 2131808 mm2
Digunakan D-16 sehingga n= Av
1
4 D2
= 2131808 mm2
1
4 16
2=106 11 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 8-D16 dan 2-D25 OK
41
Selisih jumlah tulangan D-16 antara hasil perhitungan dengan eksisting sebanyak
3 tulangan telah ditutupi dengan penggunaan 2 tulangan D-25 pada eksisting
sehingga tulangan tersebut dikatakan memenuhi syarat
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 1617885 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Untuk penampang segiempat masif modulus puntir Jt= 04x2y
Jt = 04 x 45002 mm x 2620 mm
= 21222 x 106 Nmm = 21222 kN-m
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 21222 x 106 Nmm (03 radic35 MPa)radic1
10 x 1034 MPa
35
= 6485 x 1011
N-mm = 648487513 kN-m
Tc= 06 x 648487513 kN-m = 389092507 kN-m
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa nilai Tc lebih besar dari Tu
sehingga beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan
torsi)
Pemeriksaan Kolom
Struktur kolom tidak hanya menerima beban aksial vertikal tetapi juga
momen lentur sehingga analisis kolom diperhitungkan untuk menyangga beban
aksial desak dengan eksentrisitas tertentu (Nasution 2009) Pada penelitian ini
analisis kolom dilakukan menggunakan program PCA Col untuk memeriksa
kapasitas tulangan eksisting terhadap beban yang bekerja pada struktur Beban
aksial dan momen yang diinputkan diperoleh dari program CSI Bridge Analisis
kolom dilakukan pada pier segmen 1 dan pier segmen 2 yang masing-masing
memiliki dimensi dan susunan tulangan yang berbeda
Gambar 30 Pemodelan Pier
Pier Segmen 1
Pier
Segmen 2
42
Pier Segmen 1
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1 dimana
aksial (P) maksimum 4181749 kN yang menghasilkan M33 sebesar 920863 kN-m
dan M22 sebesar 796380 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu M33 maksimum
sebesar 1862805 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar 218102 kN- m dan aksial
(P) sebesar 4326789 kN
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1
Dari data yang telah diinputkan diperoleh diagram interaksi seperti pada
Gambar 30 Terlihat baik pada kombinasi 1 dan 2 beban masih berada di area
tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan bahwa kombinasi pembebanan
mampu ditahan oleh pier sehingga pier dikatakan aman terhadap beban yang
bekerja
Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1
43
Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2
Pier Segmen 2
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1
dimana aksial (P) maksimum 629513 kN yang menghasilkan M33 sebesar
38634 kN-m dan M22 sebesar 74265 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu
M33 maksimum sebesar 248387 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar
73617 kN-m dan aksial (P) sebesar 721377 kN
Berdasarkan data yang inputkan diperoleh diagram interaksi pier untuk pier
segmen 2 sebagai berikut
Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
36
Jarak antar tulangan s = 1
4 D2x
b
As
= 025 x 314 x 192 x 1000 mm 153652 mm2
= 18443 mm
Jarak eksisting s = panjang 1 span
n =
35750 mm
236= 1515 mm
s eksisting lt s perhitungan OK
- Tulangan Geser
Gaya geser Vu pada slab = 35306 kN
Kuat geser nominal yang disumbangkan oleh slab
c=
(
radicf
rsquoc
6
)
bwd =(radic30
6) 1000 x 210 = 19170289 kN
Vc = 06 x = 11502174 kN
u c tidak dibutuhkan tulangan geser
Girder
-Tulangan Lentur
Mu = 24895989 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 13 mm dengan jumlah 8 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 8 =
1
4 314 13
2 x 8 = 106132 mm2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan
(16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fcrsquo
d
dp ω- ωrsquo ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
10857 mm2
fps = 1860 (1 04
077 [00091
1860
40 2050
1800 (00414 00335 ])
= 18599 MPa
Menghitung lebar efektif Be
Diketahui tebal slab ho = 25 cm
Lebar efektif diambil nilai terkecil dari L
4 =
3575 m
4= 894 m
Jarak antar girder s = 3567 m
12 = 12 x 025 = 3 m Diambil Be = 3 m
Eslab = 2574296 MPa
Egirder = 2972541 MPa
n = Eslab
Egirder
= 2574296 MPa
2972541 MPa= 087
Sehingga Be = n x 3 m = 087 x 3 m = 261 m = 2610 mm
37
h = h girder + h slab = 250 + 1850 = 2100 mm
tebal selimut beton drsquo = 50 mm
d = h ndash drsquo
= 2100 mm ndash 50 mm = 2050 mm
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
Aps fps As fy = 085 fcrsquoab
10857 mm2
x 18599 MPa+106132 mm2 x 390 MPa = 085 x 40 MPa x a x
2610 mm
a = 23223 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16)
dengan nilai = 08 adalah sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d-a
2) As fy (d-
a
2)+
= 08 x 10857 mm2 x 18599 MPa (2050 mm-
23223 mm
2) +
106132 mm2
x 390 MPa (2050 mm-23223 mm
2)
= 31242337 kN-m + 640371 kN-m
= 31882709 kN-m
Mn = 31882709 kN-m gt Mu = 24720615 kN-m (OK memenuhi syarat)
Cara yang telah dijabarkan diatas merupakan cara mendesain kekuatan
lentur balok prategang dengan pendekatan trial and error diameter tulangan dan
jumlah tulangan dalam Nawy (2001) Dengan menggunakan pendekatan tersebut
terlebih dahulu dilakukan pemeriksaan terhadap tulangan eksisting menggunakan
data sekunder Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa kapasitas momen
nominal yang disumbangkan oleh tendon Mn tendon lebih besar daripada
momen ultimit yang terjadi Mu akibat pembebanan sehingga momen cukup
ditahan oleh tendon (tidak dibutuhkan tulangan lentur) Tulangan eksisting yang
digunakan merupakan tulangan susut yang berfungsi mencegah terjadinya retak
pada beton
tulangan susut = 00018 x luas penampang girder Ag
= 00018 x 11915 m2
= 00021447 m
2
Digunakan D-13 sehingga = 21447 mm2
1
4 d
2=
21447 m2
1
4 13
2= 16 lt n eksisting = 40
Menurut SNI 03-2847-2002 tentang Tata Cara Perhitungan Struktur Beton
untuk Bangunan Gedung jumlah tulangan susut dan suhu harus dipasang dengan
jarak tidak lebih dari lima kali tebal plat atau 450 mm Jarak maksimum antara
tulangan susut eksisting = 330 mm (lt 450 mm) sehingga tulangan tersebut dari
segi jumlah dan jarak antar tulangan memenuhi syarat
-Tulangan Geser
Girder di tumpuan
Ag = 2682500 mm2
h = 1850 mm
d = h-drsquo= 1850 mm ndash 50 mm = 1800 mm
bw = 1000 mm
38
Gaya geser di tumpuan = 300256 kN dan gaya aksial = 420053 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 420053
14 x 2682500 mm2 ) (
radic40
6) 1000 mm x 1800 mm
= 2109587 kN
c = 06 x 2109587 kN = 1265752 kN u = n
= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit
yang terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (300256 kN ndash (06 x 2109587 kN))06 = 2894674 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av = 2894674 x 103
390 MPa x 1800 mm
mm
= 515433 mm2
Digunakan D-22 sehingga n= Av
1
4 D2
= mm2
1
4 22
2=136 2 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 7 OK
Girder di lapangan
Ag = 1191500 mm2
h = 1850 mm
tulangan utama dan tulangan geser = D 13
d = h - drsquo- 13 - 05 x 13 = 17805 mm
= 1850 ndash 50 ndash 13 ndash (05 x 13) = 17805 mm
bw = 600 mm
Gaya geser di lapangan =193044 kN dan gaya aksial = 274113 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 274113
14 x 1191500 mm2 ) (
radic40
6) 600 mm x 17805 mm
= 1311133 kN
c= 06 x 1311133 kN = 78668 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang
terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
39
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (193044 kN ndash (06 x 1311133 kN))06 = 1906273 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av= 1906273 kN x 10
3
390 MPa x 17805 mm
150 mm
= 411784 mm2
Digunakan D-13 sehingga n= Av
1
4 D2
= 411784 mm2
1
4 13
2= 3103 4 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 4 OK
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 5215433 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Girder dianggap sebagai penampang berongga dinding tipis sehingga besar
modulus puntir = 2 Ambw dimana adalah girder
Jt = 2 x 1191500 mm2 x 2610 mm
= 6219630000 mm3
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 6219630000 (03 radic )radic1 10 1034
= 190101E+11 N-mm = 19010103 kN-m
Tc = 06 x 19010103 kN-m = 11406062 kN-m
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa nilai lebih besar dari sehingga
beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan torsi)
Pier Head
-Tulangan Lentur
Mu = 93134113 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 19 mm dengan jumlah 32 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 25=
1
4 314 x19
2 x 32 = 906832 mm
2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan (16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
Aps = 79059 mm2
fps = 1860 (1 04
081 [00061
1860
35 2520
1670 (00131 00196 ])
588537 MPa
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
40
Aps fps As fy= 085 fc ab
79059 mm2 x 588537 MPa + 906832mm
2 x 390 MPa = 085 x 35 MPa x a x
4500 mm
a = 373974 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16) dengan nilai
= 08 dapat dijabarkan sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d -a
2) As fy (d -
a
2)+
= 08 x 79059 mm2 x 588537 MPa (2520 mm-
373974 mm
2) +
906832 mm2 x 390 MPa (2520 mm-
373974 mm
2)
= 86842499 kN-m + 66008303 kN-m
= 108290509 kN-m
Mn = 93443330 kN-m gt Mu = 93134113 kN-m (OK memenuhi syarat)
-Tulangan Geser
Ag = 12876500 mm2
h = 2620 mm
d = h - d = 2620 mm ndash 100 mm = 2520 mm
= 4500 mm
Gaya geser u di tumpuan = 2011783 kN dan gaya aksial = 241249 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicf c
6) bwd
= (1 241249 kN
14 x 12876500 mm2 ) (
radic35
6) 4500 mm x 2520 mm
= 1118154 kN
c = 06 x 1118154 kN = 6708924 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa tahanan geser yang disumbangkan
oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang terjadi
sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (2011783 kN ndash 6708924 kN)06 = 1676113 kN
s = Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan
Av= s
fy x d
s
Av= 1676113 kN x 10
3
390 MPa x 2520 mm
125 mm
= 2131808 mm2
Digunakan D-16 sehingga n= Av
1
4 D2
= 2131808 mm2
1
4 16
2=106 11 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 8-D16 dan 2-D25 OK
41
Selisih jumlah tulangan D-16 antara hasil perhitungan dengan eksisting sebanyak
3 tulangan telah ditutupi dengan penggunaan 2 tulangan D-25 pada eksisting
sehingga tulangan tersebut dikatakan memenuhi syarat
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 1617885 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Untuk penampang segiempat masif modulus puntir Jt= 04x2y
Jt = 04 x 45002 mm x 2620 mm
= 21222 x 106 Nmm = 21222 kN-m
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 21222 x 106 Nmm (03 radic35 MPa)radic1
10 x 1034 MPa
35
= 6485 x 1011
N-mm = 648487513 kN-m
Tc= 06 x 648487513 kN-m = 389092507 kN-m
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa nilai Tc lebih besar dari Tu
sehingga beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan
torsi)
Pemeriksaan Kolom
Struktur kolom tidak hanya menerima beban aksial vertikal tetapi juga
momen lentur sehingga analisis kolom diperhitungkan untuk menyangga beban
aksial desak dengan eksentrisitas tertentu (Nasution 2009) Pada penelitian ini
analisis kolom dilakukan menggunakan program PCA Col untuk memeriksa
kapasitas tulangan eksisting terhadap beban yang bekerja pada struktur Beban
aksial dan momen yang diinputkan diperoleh dari program CSI Bridge Analisis
kolom dilakukan pada pier segmen 1 dan pier segmen 2 yang masing-masing
memiliki dimensi dan susunan tulangan yang berbeda
Gambar 30 Pemodelan Pier
Pier Segmen 1
Pier
Segmen 2
42
Pier Segmen 1
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1 dimana
aksial (P) maksimum 4181749 kN yang menghasilkan M33 sebesar 920863 kN-m
dan M22 sebesar 796380 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu M33 maksimum
sebesar 1862805 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar 218102 kN- m dan aksial
(P) sebesar 4326789 kN
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1
Dari data yang telah diinputkan diperoleh diagram interaksi seperti pada
Gambar 30 Terlihat baik pada kombinasi 1 dan 2 beban masih berada di area
tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan bahwa kombinasi pembebanan
mampu ditahan oleh pier sehingga pier dikatakan aman terhadap beban yang
bekerja
Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1
43
Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2
Pier Segmen 2
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1
dimana aksial (P) maksimum 629513 kN yang menghasilkan M33 sebesar
38634 kN-m dan M22 sebesar 74265 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu
M33 maksimum sebesar 248387 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar
73617 kN-m dan aksial (P) sebesar 721377 kN
Berdasarkan data yang inputkan diperoleh diagram interaksi pier untuk pier
segmen 2 sebagai berikut
Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
37
h = h girder + h slab = 250 + 1850 = 2100 mm
tebal selimut beton drsquo = 50 mm
d = h ndash drsquo
= 2100 mm ndash 50 mm = 2050 mm
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
Aps fps As fy = 085 fcrsquoab
10857 mm2
x 18599 MPa+106132 mm2 x 390 MPa = 085 x 40 MPa x a x
2610 mm
a = 23223 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16)
dengan nilai = 08 adalah sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d-a
2) As fy (d-
a
2)+
= 08 x 10857 mm2 x 18599 MPa (2050 mm-
23223 mm
2) +
106132 mm2
x 390 MPa (2050 mm-23223 mm
2)
= 31242337 kN-m + 640371 kN-m
= 31882709 kN-m
Mn = 31882709 kN-m gt Mu = 24720615 kN-m (OK memenuhi syarat)
Cara yang telah dijabarkan diatas merupakan cara mendesain kekuatan
lentur balok prategang dengan pendekatan trial and error diameter tulangan dan
jumlah tulangan dalam Nawy (2001) Dengan menggunakan pendekatan tersebut
terlebih dahulu dilakukan pemeriksaan terhadap tulangan eksisting menggunakan
data sekunder Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa kapasitas momen
nominal yang disumbangkan oleh tendon Mn tendon lebih besar daripada
momen ultimit yang terjadi Mu akibat pembebanan sehingga momen cukup
ditahan oleh tendon (tidak dibutuhkan tulangan lentur) Tulangan eksisting yang
digunakan merupakan tulangan susut yang berfungsi mencegah terjadinya retak
pada beton
tulangan susut = 00018 x luas penampang girder Ag
= 00018 x 11915 m2
= 00021447 m
2
Digunakan D-13 sehingga = 21447 mm2
1
4 d
2=
21447 m2
1
4 13
2= 16 lt n eksisting = 40
Menurut SNI 03-2847-2002 tentang Tata Cara Perhitungan Struktur Beton
untuk Bangunan Gedung jumlah tulangan susut dan suhu harus dipasang dengan
jarak tidak lebih dari lima kali tebal plat atau 450 mm Jarak maksimum antara
tulangan susut eksisting = 330 mm (lt 450 mm) sehingga tulangan tersebut dari
segi jumlah dan jarak antar tulangan memenuhi syarat
-Tulangan Geser
Girder di tumpuan
Ag = 2682500 mm2
h = 1850 mm
d = h-drsquo= 1850 mm ndash 50 mm = 1800 mm
bw = 1000 mm
38
Gaya geser di tumpuan = 300256 kN dan gaya aksial = 420053 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 420053
14 x 2682500 mm2 ) (
radic40
6) 1000 mm x 1800 mm
= 2109587 kN
c = 06 x 2109587 kN = 1265752 kN u = n
= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit
yang terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (300256 kN ndash (06 x 2109587 kN))06 = 2894674 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av = 2894674 x 103
390 MPa x 1800 mm
mm
= 515433 mm2
Digunakan D-22 sehingga n= Av
1
4 D2
= mm2
1
4 22
2=136 2 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 7 OK
Girder di lapangan
Ag = 1191500 mm2
h = 1850 mm
tulangan utama dan tulangan geser = D 13
d = h - drsquo- 13 - 05 x 13 = 17805 mm
= 1850 ndash 50 ndash 13 ndash (05 x 13) = 17805 mm
bw = 600 mm
Gaya geser di lapangan =193044 kN dan gaya aksial = 274113 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 274113
14 x 1191500 mm2 ) (
radic40
6) 600 mm x 17805 mm
= 1311133 kN
c= 06 x 1311133 kN = 78668 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang
terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
39
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (193044 kN ndash (06 x 1311133 kN))06 = 1906273 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av= 1906273 kN x 10
3
390 MPa x 17805 mm
150 mm
= 411784 mm2
Digunakan D-13 sehingga n= Av
1
4 D2
= 411784 mm2
1
4 13
2= 3103 4 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 4 OK
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 5215433 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Girder dianggap sebagai penampang berongga dinding tipis sehingga besar
modulus puntir = 2 Ambw dimana adalah girder
Jt = 2 x 1191500 mm2 x 2610 mm
= 6219630000 mm3
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 6219630000 (03 radic )radic1 10 1034
= 190101E+11 N-mm = 19010103 kN-m
Tc = 06 x 19010103 kN-m = 11406062 kN-m
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa nilai lebih besar dari sehingga
beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan torsi)
Pier Head
-Tulangan Lentur
Mu = 93134113 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 19 mm dengan jumlah 32 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 25=
1
4 314 x19
2 x 32 = 906832 mm
2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan (16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
Aps = 79059 mm2
fps = 1860 (1 04
081 [00061
1860
35 2520
1670 (00131 00196 ])
588537 MPa
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
40
Aps fps As fy= 085 fc ab
79059 mm2 x 588537 MPa + 906832mm
2 x 390 MPa = 085 x 35 MPa x a x
4500 mm
a = 373974 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16) dengan nilai
= 08 dapat dijabarkan sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d -a
2) As fy (d -
a
2)+
= 08 x 79059 mm2 x 588537 MPa (2520 mm-
373974 mm
2) +
906832 mm2 x 390 MPa (2520 mm-
373974 mm
2)
= 86842499 kN-m + 66008303 kN-m
= 108290509 kN-m
Mn = 93443330 kN-m gt Mu = 93134113 kN-m (OK memenuhi syarat)
-Tulangan Geser
Ag = 12876500 mm2
h = 2620 mm
d = h - d = 2620 mm ndash 100 mm = 2520 mm
= 4500 mm
Gaya geser u di tumpuan = 2011783 kN dan gaya aksial = 241249 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicf c
6) bwd
= (1 241249 kN
14 x 12876500 mm2 ) (
radic35
6) 4500 mm x 2520 mm
= 1118154 kN
c = 06 x 1118154 kN = 6708924 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa tahanan geser yang disumbangkan
oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang terjadi
sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (2011783 kN ndash 6708924 kN)06 = 1676113 kN
s = Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan
Av= s
fy x d
s
Av= 1676113 kN x 10
3
390 MPa x 2520 mm
125 mm
= 2131808 mm2
Digunakan D-16 sehingga n= Av
1
4 D2
= 2131808 mm2
1
4 16
2=106 11 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 8-D16 dan 2-D25 OK
41
Selisih jumlah tulangan D-16 antara hasil perhitungan dengan eksisting sebanyak
3 tulangan telah ditutupi dengan penggunaan 2 tulangan D-25 pada eksisting
sehingga tulangan tersebut dikatakan memenuhi syarat
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 1617885 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Untuk penampang segiempat masif modulus puntir Jt= 04x2y
Jt = 04 x 45002 mm x 2620 mm
= 21222 x 106 Nmm = 21222 kN-m
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 21222 x 106 Nmm (03 radic35 MPa)radic1
10 x 1034 MPa
35
= 6485 x 1011
N-mm = 648487513 kN-m
Tc= 06 x 648487513 kN-m = 389092507 kN-m
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa nilai Tc lebih besar dari Tu
sehingga beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan
torsi)
Pemeriksaan Kolom
Struktur kolom tidak hanya menerima beban aksial vertikal tetapi juga
momen lentur sehingga analisis kolom diperhitungkan untuk menyangga beban
aksial desak dengan eksentrisitas tertentu (Nasution 2009) Pada penelitian ini
analisis kolom dilakukan menggunakan program PCA Col untuk memeriksa
kapasitas tulangan eksisting terhadap beban yang bekerja pada struktur Beban
aksial dan momen yang diinputkan diperoleh dari program CSI Bridge Analisis
kolom dilakukan pada pier segmen 1 dan pier segmen 2 yang masing-masing
memiliki dimensi dan susunan tulangan yang berbeda
Gambar 30 Pemodelan Pier
Pier Segmen 1
Pier
Segmen 2
42
Pier Segmen 1
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1 dimana
aksial (P) maksimum 4181749 kN yang menghasilkan M33 sebesar 920863 kN-m
dan M22 sebesar 796380 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu M33 maksimum
sebesar 1862805 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar 218102 kN- m dan aksial
(P) sebesar 4326789 kN
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1
Dari data yang telah diinputkan diperoleh diagram interaksi seperti pada
Gambar 30 Terlihat baik pada kombinasi 1 dan 2 beban masih berada di area
tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan bahwa kombinasi pembebanan
mampu ditahan oleh pier sehingga pier dikatakan aman terhadap beban yang
bekerja
Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1
43
Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2
Pier Segmen 2
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1
dimana aksial (P) maksimum 629513 kN yang menghasilkan M33 sebesar
38634 kN-m dan M22 sebesar 74265 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu
M33 maksimum sebesar 248387 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar
73617 kN-m dan aksial (P) sebesar 721377 kN
Berdasarkan data yang inputkan diperoleh diagram interaksi pier untuk pier
segmen 2 sebagai berikut
Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
38
Gaya geser di tumpuan = 300256 kN dan gaya aksial = 420053 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 420053
14 x 2682500 mm2 ) (
radic40
6) 1000 mm x 1800 mm
= 2109587 kN
c = 06 x 2109587 kN = 1265752 kN u = n
= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit
yang terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (300256 kN ndash (06 x 2109587 kN))06 = 2894674 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av = 2894674 x 103
390 MPa x 1800 mm
mm
= 515433 mm2
Digunakan D-22 sehingga n= Av
1
4 D2
= mm2
1
4 22
2=136 2 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 7 OK
Girder di lapangan
Ag = 1191500 mm2
h = 1850 mm
tulangan utama dan tulangan geser = D 13
d = h - drsquo- 13 - 05 x 13 = 17805 mm
= 1850 ndash 50 ndash 13 ndash (05 x 13) = 17805 mm
bw = 600 mm
Gaya geser di lapangan =193044 kN dan gaya aksial = 274113 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicfrsquoc
6) bwd
= (1 274113
14 x 1191500 mm2 ) (
radic40
6) 600 mm x 17805 mm
= 1311133 kN
c= 06 x 1311133 kN = 78668 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa tahanan geser yang
disumbangkan oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang
terjadi sehingga diperlukan tulangan geser
39
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (193044 kN ndash (06 x 1311133 kN))06 = 1906273 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av= 1906273 kN x 10
3
390 MPa x 17805 mm
150 mm
= 411784 mm2
Digunakan D-13 sehingga n= Av
1
4 D2
= 411784 mm2
1
4 13
2= 3103 4 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 4 OK
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 5215433 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Girder dianggap sebagai penampang berongga dinding tipis sehingga besar
modulus puntir = 2 Ambw dimana adalah girder
Jt = 2 x 1191500 mm2 x 2610 mm
= 6219630000 mm3
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 6219630000 (03 radic )radic1 10 1034
= 190101E+11 N-mm = 19010103 kN-m
Tc = 06 x 19010103 kN-m = 11406062 kN-m
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa nilai lebih besar dari sehingga
beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan torsi)
Pier Head
-Tulangan Lentur
Mu = 93134113 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 19 mm dengan jumlah 32 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 25=
1
4 314 x19
2 x 32 = 906832 mm
2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan (16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
Aps = 79059 mm2
fps = 1860 (1 04
081 [00061
1860
35 2520
1670 (00131 00196 ])
588537 MPa
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
40
Aps fps As fy= 085 fc ab
79059 mm2 x 588537 MPa + 906832mm
2 x 390 MPa = 085 x 35 MPa x a x
4500 mm
a = 373974 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16) dengan nilai
= 08 dapat dijabarkan sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d -a
2) As fy (d -
a
2)+
= 08 x 79059 mm2 x 588537 MPa (2520 mm-
373974 mm
2) +
906832 mm2 x 390 MPa (2520 mm-
373974 mm
2)
= 86842499 kN-m + 66008303 kN-m
= 108290509 kN-m
Mn = 93443330 kN-m gt Mu = 93134113 kN-m (OK memenuhi syarat)
-Tulangan Geser
Ag = 12876500 mm2
h = 2620 mm
d = h - d = 2620 mm ndash 100 mm = 2520 mm
= 4500 mm
Gaya geser u di tumpuan = 2011783 kN dan gaya aksial = 241249 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicf c
6) bwd
= (1 241249 kN
14 x 12876500 mm2 ) (
radic35
6) 4500 mm x 2520 mm
= 1118154 kN
c = 06 x 1118154 kN = 6708924 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa tahanan geser yang disumbangkan
oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang terjadi
sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (2011783 kN ndash 6708924 kN)06 = 1676113 kN
s = Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan
Av= s
fy x d
s
Av= 1676113 kN x 10
3
390 MPa x 2520 mm
125 mm
= 2131808 mm2
Digunakan D-16 sehingga n= Av
1
4 D2
= 2131808 mm2
1
4 16
2=106 11 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 8-D16 dan 2-D25 OK
41
Selisih jumlah tulangan D-16 antara hasil perhitungan dengan eksisting sebanyak
3 tulangan telah ditutupi dengan penggunaan 2 tulangan D-25 pada eksisting
sehingga tulangan tersebut dikatakan memenuhi syarat
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 1617885 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Untuk penampang segiempat masif modulus puntir Jt= 04x2y
Jt = 04 x 45002 mm x 2620 mm
= 21222 x 106 Nmm = 21222 kN-m
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 21222 x 106 Nmm (03 radic35 MPa)radic1
10 x 1034 MPa
35
= 6485 x 1011
N-mm = 648487513 kN-m
Tc= 06 x 648487513 kN-m = 389092507 kN-m
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa nilai Tc lebih besar dari Tu
sehingga beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan
torsi)
Pemeriksaan Kolom
Struktur kolom tidak hanya menerima beban aksial vertikal tetapi juga
momen lentur sehingga analisis kolom diperhitungkan untuk menyangga beban
aksial desak dengan eksentrisitas tertentu (Nasution 2009) Pada penelitian ini
analisis kolom dilakukan menggunakan program PCA Col untuk memeriksa
kapasitas tulangan eksisting terhadap beban yang bekerja pada struktur Beban
aksial dan momen yang diinputkan diperoleh dari program CSI Bridge Analisis
kolom dilakukan pada pier segmen 1 dan pier segmen 2 yang masing-masing
memiliki dimensi dan susunan tulangan yang berbeda
Gambar 30 Pemodelan Pier
Pier Segmen 1
Pier
Segmen 2
42
Pier Segmen 1
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1 dimana
aksial (P) maksimum 4181749 kN yang menghasilkan M33 sebesar 920863 kN-m
dan M22 sebesar 796380 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu M33 maksimum
sebesar 1862805 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar 218102 kN- m dan aksial
(P) sebesar 4326789 kN
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1
Dari data yang telah diinputkan diperoleh diagram interaksi seperti pada
Gambar 30 Terlihat baik pada kombinasi 1 dan 2 beban masih berada di area
tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan bahwa kombinasi pembebanan
mampu ditahan oleh pier sehingga pier dikatakan aman terhadap beban yang
bekerja
Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1
43
Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2
Pier Segmen 2
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1
dimana aksial (P) maksimum 629513 kN yang menghasilkan M33 sebesar
38634 kN-m dan M22 sebesar 74265 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu
M33 maksimum sebesar 248387 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar
73617 kN-m dan aksial (P) sebesar 721377 kN
Berdasarkan data yang inputkan diperoleh diagram interaksi pier untuk pier
segmen 2 sebagai berikut
Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
39
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (193044 kN ndash (06 x 1311133 kN))06 = 1906273 kN
s= Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan Av= s
fy x d
s
Av= 1906273 kN x 10
3
390 MPa x 17805 mm
150 mm
= 411784 mm2
Digunakan D-13 sehingga n= Av
1
4 D2
= 411784 mm2
1
4 13
2= 3103 4 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 4 OK
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 5215433 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Girder dianggap sebagai penampang berongga dinding tipis sehingga besar
modulus puntir = 2 Ambw dimana adalah girder
Jt = 2 x 1191500 mm2 x 2610 mm
= 6219630000 mm3
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 6219630000 (03 radic )radic1 10 1034
= 190101E+11 N-mm = 19010103 kN-m
Tc = 06 x 19010103 kN-m = 11406062 kN-m
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa nilai lebih besar dari sehingga
beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan torsi)
Pier Head
-Tulangan Lentur
Mu = 93134113 kN-m
Diameter tulangan lentur adalah 19 mm dengan jumlah 32 buah sehingga
As= 1
4 D2 x 25=
1
4 314 x19
2 x 32 = 906832 mm
2
Tegangan baja prategang pada kekuatan nominal menggunakan persamaan (16)
fps = fpu (1- p
β1 [ρ
p
fpu
fc
d
dp ω - ω ]) dimana nilai ρ
p=
Aps
b d
Aps = 79059 mm2
fps = 1860 (1 04
081 [00061
1860
35 2520
1670 (00131 00196 ])
588537 MPa
Jarak garis sejajar sumbu netral pada kondisi batas akibat beban yang
diperhitungkan a menggunakan persamaan (20)
40
Aps fps As fy= 085 fc ab
79059 mm2 x 588537 MPa + 906832mm
2 x 390 MPa = 085 x 35 MPa x a x
4500 mm
a = 373974 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16) dengan nilai
= 08 dapat dijabarkan sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d -a
2) As fy (d -
a
2)+
= 08 x 79059 mm2 x 588537 MPa (2520 mm-
373974 mm
2) +
906832 mm2 x 390 MPa (2520 mm-
373974 mm
2)
= 86842499 kN-m + 66008303 kN-m
= 108290509 kN-m
Mn = 93443330 kN-m gt Mu = 93134113 kN-m (OK memenuhi syarat)
-Tulangan Geser
Ag = 12876500 mm2
h = 2620 mm
d = h - d = 2620 mm ndash 100 mm = 2520 mm
= 4500 mm
Gaya geser u di tumpuan = 2011783 kN dan gaya aksial = 241249 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicf c
6) bwd
= (1 241249 kN
14 x 12876500 mm2 ) (
radic35
6) 4500 mm x 2520 mm
= 1118154 kN
c = 06 x 1118154 kN = 6708924 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa tahanan geser yang disumbangkan
oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang terjadi
sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (2011783 kN ndash 6708924 kN)06 = 1676113 kN
s = Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan
Av= s
fy x d
s
Av= 1676113 kN x 10
3
390 MPa x 2520 mm
125 mm
= 2131808 mm2
Digunakan D-16 sehingga n= Av
1
4 D2
= 2131808 mm2
1
4 16
2=106 11 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 8-D16 dan 2-D25 OK
41
Selisih jumlah tulangan D-16 antara hasil perhitungan dengan eksisting sebanyak
3 tulangan telah ditutupi dengan penggunaan 2 tulangan D-25 pada eksisting
sehingga tulangan tersebut dikatakan memenuhi syarat
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 1617885 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Untuk penampang segiempat masif modulus puntir Jt= 04x2y
Jt = 04 x 45002 mm x 2620 mm
= 21222 x 106 Nmm = 21222 kN-m
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 21222 x 106 Nmm (03 radic35 MPa)radic1
10 x 1034 MPa
35
= 6485 x 1011
N-mm = 648487513 kN-m
Tc= 06 x 648487513 kN-m = 389092507 kN-m
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa nilai Tc lebih besar dari Tu
sehingga beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan
torsi)
Pemeriksaan Kolom
Struktur kolom tidak hanya menerima beban aksial vertikal tetapi juga
momen lentur sehingga analisis kolom diperhitungkan untuk menyangga beban
aksial desak dengan eksentrisitas tertentu (Nasution 2009) Pada penelitian ini
analisis kolom dilakukan menggunakan program PCA Col untuk memeriksa
kapasitas tulangan eksisting terhadap beban yang bekerja pada struktur Beban
aksial dan momen yang diinputkan diperoleh dari program CSI Bridge Analisis
kolom dilakukan pada pier segmen 1 dan pier segmen 2 yang masing-masing
memiliki dimensi dan susunan tulangan yang berbeda
Gambar 30 Pemodelan Pier
Pier Segmen 1
Pier
Segmen 2
42
Pier Segmen 1
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1 dimana
aksial (P) maksimum 4181749 kN yang menghasilkan M33 sebesar 920863 kN-m
dan M22 sebesar 796380 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu M33 maksimum
sebesar 1862805 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar 218102 kN- m dan aksial
(P) sebesar 4326789 kN
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1
Dari data yang telah diinputkan diperoleh diagram interaksi seperti pada
Gambar 30 Terlihat baik pada kombinasi 1 dan 2 beban masih berada di area
tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan bahwa kombinasi pembebanan
mampu ditahan oleh pier sehingga pier dikatakan aman terhadap beban yang
bekerja
Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1
43
Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2
Pier Segmen 2
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1
dimana aksial (P) maksimum 629513 kN yang menghasilkan M33 sebesar
38634 kN-m dan M22 sebesar 74265 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu
M33 maksimum sebesar 248387 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar
73617 kN-m dan aksial (P) sebesar 721377 kN
Berdasarkan data yang inputkan diperoleh diagram interaksi pier untuk pier
segmen 2 sebagai berikut
Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
40
Aps fps As fy= 085 fc ab
79059 mm2 x 588537 MPa + 906832mm
2 x 390 MPa = 085 x 35 MPa x a x
4500 mm
a = 373974 mm
Perhitungan momen nominal lentur menggunakan persamaan (16) dengan nilai
= 08 dapat dijabarkan sebagai berikut
Mn = 08 Aps fps (d -a
2) As fy (d -
a
2)+
= 08 x 79059 mm2 x 588537 MPa (2520 mm-
373974 mm
2) +
906832 mm2 x 390 MPa (2520 mm-
373974 mm
2)
= 86842499 kN-m + 66008303 kN-m
= 108290509 kN-m
Mn = 93443330 kN-m gt Mu = 93134113 kN-m (OK memenuhi syarat)
-Tulangan Geser
Ag = 12876500 mm2
h = 2620 mm
d = h - d = 2620 mm ndash 100 mm = 2520 mm
= 4500 mm
Gaya geser u di tumpuan = 2011783 kN dan gaya aksial = 241249 kN
Kuat geser yang disumbangkan oleh beton
c = (1 Nu
14 Ag ) (
radicf c
6) bwd
= (1 241249 kN
14 x 12876500 mm2 ) (
radic35
6) 4500 mm x 2520 mm
= 1118154 kN
c = 06 x 1118154 kN = 6708924 kN
u= n= c s
Berdasarkan perhitungan diketahui bahwa tahanan geser yang disumbangkan
oleh beton masih lebih kecil dibandingkan gaya geser ultimit yang terjadi
sehingga diperlukan tulangan geser
Kuat geser nominal tulangan yang diperlukan
s = ( u- c)
= (2011783 kN ndash 6708924 kN)06 = 1676113 kN
s = Av fy d
s
Luas tulangan geser yang diperlukan
Av= s
fy x d
s
Av= 1676113 kN x 10
3
390 MPa x 2520 mm
125 mm
= 2131808 mm2
Digunakan D-16 sehingga n= Av
1
4 D2
= 2131808 mm2
1
4 16
2=106 11 tulangan
Jumlah tulangan geser eksisting = 8-D16 dan 2-D25 OK
41
Selisih jumlah tulangan D-16 antara hasil perhitungan dengan eksisting sebanyak
3 tulangan telah ditutupi dengan penggunaan 2 tulangan D-25 pada eksisting
sehingga tulangan tersebut dikatakan memenuhi syarat
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 1617885 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Untuk penampang segiempat masif modulus puntir Jt= 04x2y
Jt = 04 x 45002 mm x 2620 mm
= 21222 x 106 Nmm = 21222 kN-m
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 21222 x 106 Nmm (03 radic35 MPa)radic1
10 x 1034 MPa
35
= 6485 x 1011
N-mm = 648487513 kN-m
Tc= 06 x 648487513 kN-m = 389092507 kN-m
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa nilai Tc lebih besar dari Tu
sehingga beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan
torsi)
Pemeriksaan Kolom
Struktur kolom tidak hanya menerima beban aksial vertikal tetapi juga
momen lentur sehingga analisis kolom diperhitungkan untuk menyangga beban
aksial desak dengan eksentrisitas tertentu (Nasution 2009) Pada penelitian ini
analisis kolom dilakukan menggunakan program PCA Col untuk memeriksa
kapasitas tulangan eksisting terhadap beban yang bekerja pada struktur Beban
aksial dan momen yang diinputkan diperoleh dari program CSI Bridge Analisis
kolom dilakukan pada pier segmen 1 dan pier segmen 2 yang masing-masing
memiliki dimensi dan susunan tulangan yang berbeda
Gambar 30 Pemodelan Pier
Pier Segmen 1
Pier
Segmen 2
42
Pier Segmen 1
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1 dimana
aksial (P) maksimum 4181749 kN yang menghasilkan M33 sebesar 920863 kN-m
dan M22 sebesar 796380 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu M33 maksimum
sebesar 1862805 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar 218102 kN- m dan aksial
(P) sebesar 4326789 kN
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1
Dari data yang telah diinputkan diperoleh diagram interaksi seperti pada
Gambar 30 Terlihat baik pada kombinasi 1 dan 2 beban masih berada di area
tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan bahwa kombinasi pembebanan
mampu ditahan oleh pier sehingga pier dikatakan aman terhadap beban yang
bekerja
Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1
43
Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2
Pier Segmen 2
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1
dimana aksial (P) maksimum 629513 kN yang menghasilkan M33 sebesar
38634 kN-m dan M22 sebesar 74265 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu
M33 maksimum sebesar 248387 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar
73617 kN-m dan aksial (P) sebesar 721377 kN
Berdasarkan data yang inputkan diperoleh diagram interaksi pier untuk pier
segmen 2 sebagai berikut
Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
41
Selisih jumlah tulangan D-16 antara hasil perhitungan dengan eksisting sebanyak
3 tulangan telah ditutupi dengan penggunaan 2 tulangan D-25 pada eksisting
sehingga tulangan tersebut dikatakan memenuhi syarat
-Tulangan Torsi
gaya torsi = 1617885 kN-m
Nilai diasumsikan = 1034 MPa
Untuk penampang segiempat masif modulus puntir Jt= 04x2y
Jt = 04 x 45002 mm x 2620 mm
= 21222 x 106 Nmm = 21222 kN-m
Tc = Jt (03 radicf c)radic1
10 fpe
f c
= 21222 x 106 Nmm (03 radic35 MPa)radic1
10 x 1034 MPa
35
= 6485 x 1011
N-mm = 648487513 kN-m
Tc= 06 x 648487513 kN-m = 389092507 kN-m
Berdasarkan perhitungan diatas diketahui bahwa nilai Tc lebih besar dari Tu
sehingga beton cukup kaku untuk menahan torsi (tidak diperlukan tulangan
torsi)
Pemeriksaan Kolom
Struktur kolom tidak hanya menerima beban aksial vertikal tetapi juga
momen lentur sehingga analisis kolom diperhitungkan untuk menyangga beban
aksial desak dengan eksentrisitas tertentu (Nasution 2009) Pada penelitian ini
analisis kolom dilakukan menggunakan program PCA Col untuk memeriksa
kapasitas tulangan eksisting terhadap beban yang bekerja pada struktur Beban
aksial dan momen yang diinputkan diperoleh dari program CSI Bridge Analisis
kolom dilakukan pada pier segmen 1 dan pier segmen 2 yang masing-masing
memiliki dimensi dan susunan tulangan yang berbeda
Gambar 30 Pemodelan Pier
Pier Segmen 1
Pier
Segmen 2
42
Pier Segmen 1
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1 dimana
aksial (P) maksimum 4181749 kN yang menghasilkan M33 sebesar 920863 kN-m
dan M22 sebesar 796380 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu M33 maksimum
sebesar 1862805 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar 218102 kN- m dan aksial
(P) sebesar 4326789 kN
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1
Dari data yang telah diinputkan diperoleh diagram interaksi seperti pada
Gambar 30 Terlihat baik pada kombinasi 1 dan 2 beban masih berada di area
tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan bahwa kombinasi pembebanan
mampu ditahan oleh pier sehingga pier dikatakan aman terhadap beban yang
bekerja
Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1
43
Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2
Pier Segmen 2
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1
dimana aksial (P) maksimum 629513 kN yang menghasilkan M33 sebesar
38634 kN-m dan M22 sebesar 74265 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu
M33 maksimum sebesar 248387 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar
73617 kN-m dan aksial (P) sebesar 721377 kN
Berdasarkan data yang inputkan diperoleh diagram interaksi pier untuk pier
segmen 2 sebagai berikut
Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
42
Pier Segmen 1
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1 dimana
aksial (P) maksimum 4181749 kN yang menghasilkan M33 sebesar 920863 kN-m
dan M22 sebesar 796380 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu M33 maksimum
sebesar 1862805 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar 218102 kN- m dan aksial
(P) sebesar 4326789 kN
Gambar 31 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 1
Dari data yang telah diinputkan diperoleh diagram interaksi seperti pada
Gambar 30 Terlihat baik pada kombinasi 1 dan 2 beban masih berada di area
tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan bahwa kombinasi pembebanan
mampu ditahan oleh pier sehingga pier dikatakan aman terhadap beban yang
bekerja
Gambar 32 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 1
43
Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2
Pier Segmen 2
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1
dimana aksial (P) maksimum 629513 kN yang menghasilkan M33 sebesar
38634 kN-m dan M22 sebesar 74265 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu
M33 maksimum sebesar 248387 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar
73617 kN-m dan aksial (P) sebesar 721377 kN
Berdasarkan data yang inputkan diperoleh diagram interaksi pier untuk pier
segmen 2 sebagai berikut
Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
43
Gambar 33 Diagram Interaksi Pier Segmen 1 untuk Kombinasi 2
Pier Segmen 2
Beban yang diinputkan terdiri dari 2 kombinasi dengan kombinasi 1
dimana aksial (P) maksimum 629513 kN yang menghasilkan M33 sebesar
38634 kN-m dan M22 sebesar 74265 kN-m Sedangkan kombinasi 2 yaitu
M33 maksimum sebesar 248387 kN-m yang menghasilkan M22 sebesar
73617 kN-m dan aksial (P) sebesar 721377 kN
Berdasarkan data yang inputkan diperoleh diagram interaksi pier untuk pier
segmen 2 sebagai berikut
Gambar 34 Input Data pada Program PCA Col untuk Pier Segmen 2
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
44
Gambar 35 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 1
Gambar 36 Diagram Interaksi Pier Segmen 2 untuk Kombinasi 2
Dari Gambar 33 dan 34 terlihat bahwa baik pada kombinasi 1 dan 2 beban
masih berada di area tekan (sisi dalam kurva) yang menunjukkan pier mampu
menahan kombinansi beban yang yang bekerja Berdasarkan hasil analisis
terhadap kapasitas pier tersebut dapat disimpulkan bahwa penggunaan tulangan
eksisting telah aman terhadap pembebanan yang telah memasukkan beban gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa Indonesia 2010
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
45
SIMPULAN DAN SARAN
Simpulan
Berdasarkan hasil penelitian terhadap struktur fly over P106-P107
(Sta7+38850 ~ Sta7+42425) Jalan Bebas Hambatan Tanjung Priok Seksi E2-A
dapat disimpulkan bahwa
1 Kapasitas nominal struktur baik pada slab girder pier head dan pier aman
terhadap pembebanan ultimit yang telah memasukkan faktor gempa
berdasarkan Peta Hazard Gempa 2010 Pada slab digunakan tulangan lentur
D19-150 Pada struktur girder tidak diperlukan tulangan lentur karena momen
nominal kontribusi tendon cukup menahan momen ultimit yang terjadi
Tulangan yang ada pada eksisting merupakan tulangan susut yang dipasang
untuk mencegah terjadinya retak pada beton
2 Jumlah tendon hasil perhitungan pada girder yang cukup menahan lentur
adalah 125 tendon (Ast = 987 mm2) Perbedaan dengan tendon eksisting yang
berjumlah 110 tendon dapat disebabkan karena adanya perbedaan dalam
pemodelan panjang girder serta perbedaan penggunaan asumsi kombinasi
beban ldquoDrdquo Tulangan geser girder D22-1325 pada area tumpuan dan D13-150
pada area lapangan cukup menahan gaya geser Baik pada girder dan pier
head gaya torsi yang terjadi cukup kecil dibandingkan dengan kapasitas
torsional penampang sehingga dapat diabaikan Pada struktur pier head
dengan menggunakan momen penampang kritis (Mcr) diperoleh kebutuhan
tendon sebanyak 264 tendon (Ast = 1387 mm2) dan menggunakan momen
maksimum diperoleh sebanyak 558 tendon sedangkan tendon eksisting
berjumlah 570 tendon sehingga dapat dikatakan struktur tidak didesain
menggunakan Mcr (menggunakan momen maksimum) Tulangan lentur yang
dibutuhkan adalah D32 dan tulangan geser D16
3 Hasil analisis pier (kolom) mengunakan program PCA Col menunjukkan gaya
akibat kombinasi pembebanan masih berada di area tekan diagram interaksi
sehingga kapasitas pier mampu menahan kombinasi beban yang telah
memasukkan faktor gempa
4 Secara keseluruhan struktur fly over P106-P107 Jalan Bebas Hambatan
Tanjung Priok Seksi E2-A aman terhadap beban gempa berdasarkan Peta
Hazard Gempa Indonesia 2010
Saran
Perlu dilakukan analisis kehilangan gaya prategang akibat berbagai kondisi
seperti gesekan perpendekan elastik beton slip pengakuran susut dan rangkak
serta akibat relaksasi baja prategang Selain itu perlu juga dilakukan analisis
tegangan-regangan pada saat erection girder
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
46
DAFTAR PUSTAKA
[ASCE] American Society of Civil Engineers 2010 Minimum Design Loads for
Building and Others Structures (ASCE 07-2010) Virginia
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2004 Perencanaan Struktur Beton untuk
Jembatan (RSNI T-12-2004) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2005 Standar Pembebanan untuk
Jembatan (RSNI T-02-2005) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2008 Standar Perencanaan Ketahanan
Gempa untuk Jembatan (SNI 28332008) Jakarta
[BSN] Badan Standardisasi Nasional 2002 Tata Cara Perhitungan Struktur
Beton untuk Bangunan Gedung (SNI 03-3847-2002) Jakarta
Barker RM Puckett JA 2007 Design of Highway Bridges New Jersey John
Wiley amp SonsInc
Benaim R 2008 The Design of Prestressed Concrete Bridges New York Taylor
amp Francis
Supriyadi B Muntohar AS 2007 Jembatan Yogyakarta Beta Offset
Vis WC Kusuma GH 1993 Dasar-dasar Perencanaan Beton Bertulang
Jakarta Erlangga
Kementerian Pekerjaan Umum 2010 Peta Hazard Gempa Indonesia Jakarta
Nasution A 2009 Analisis dan Desain Struktur Beton Bertulang Bandung ITB
Nawy EG 2001 Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar Ed ke-3 Jakarta
Erlangga
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
47
LAMPIRAN
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
48
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
49
LAMPIRAN 1
Peta Lokasi Proyek yang Ditinjau
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
50
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
51
51
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
52
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
53
LAMPIRAN 2
Grafik Bore Log
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
54
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
Ac1
N-value
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
L =
2
20
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
H =
3
5
m
55
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
56
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
57
LAMPIRAN 3
Potongan Melintang Fly Over dan Dimensi Pier
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
58
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
59
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
61
LAMPIRAN 4
Layout Tendon U Girder Tipe F
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
62
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
63
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
65
LAMPIRAN 5
Layout Tendon Pier Head
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
66
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
67
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
69
LAMPIRAN 6
Tulangan Deck Slab U Girder
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
70
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
71
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
73
LAMPIRAN 7
Tulangan Girder Tipe F
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
74
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
75
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
77
LAMPIRAN 8
Tulangan Pier Head
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
78
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
79
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
81
LAMPIRAN 9
Tulangan Pier
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
82
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
85
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat
87
RIWAYAT HIDUP
Yesy Ratna Sari lahir di Bengkayang 11 Juli 1991 dari
Ayah Sunyitno dan Ibu Juliana sebagai anak kedua dari enam
bersaudara Penulis memulai pendidikan di SD Negeri Umum
Jakarta (1997-2003) kemudian melanjutkan ke SMP Negeri 3
Singkawang (2003-2006) Penulis menamatkan SMA pada
tahun 2009 dari SMA Negeri 5 Depok dan pada tahun yang
sama diterima di Institut Pertanian Bogor Penulis memilih
Pogram Studi Teknik Sipil dan Lingkungan Departemen
Teknik Sipil dan Lingkungan Fakultas Teknologi Pertanian
Selama masa kemahasiswaan penulis aktif dalam kegiatan organisasi
Himpunan Mahasiswa Teknik Sipil dan Lingkungan (HIMATESIL) IPB sebagai
divisi Riset dan Teknologi Penulis juga aktif dalam berbagai kegiatan kepanitiaan
yaitu menjadi panitia SIL-EXPO 2011 dan Pekan Orientasi Mahasiswa Baru SIL
(Pondasi) 2012 Penulis juga pernah menjadi asisten mata kuliah Ilmu Ukur
Wilayah pada tahun 2012 Di samping itu penulis aktif memperlengkapi diri
melalui pelatihan software (SAP 2000 dan Autocad 2010) seminardiskusi
ldquoIndonesia International Infrastructure Conference and Exhibition 2012rdquo serta
kursus pembinaan profesi dari FAM-PII Cabang Bogor Penulis pernah
memperoleh beasiswa dari Japan Student Services Organization (JASSO) dan
telah menjadi salah satu perwakilan IPB dalam kegiatan KKN International SUIJI
Program pada tahun 2012 di Ehime Jepang
Penulis telah melaksanakan kegiatan Praktik Kerja Lapang pada tahun 2012
di Kementerian Pekerjaan Umum pada Poyek Jalan Bebas Hambatan Tanjung
Priok Seksi E2-A dengan Kontraktor Obayashi-JAKON JO dan Konsultan
Pengawas Katahira Pada tahun 2013 penulis bekerja sebagai Asisten Structure
Engineer pada Proyek fly over Simpang Jam Batam dan Proyek Perencanaan
Teknis Jembatan Wilayah II Sorong Papua Barat