PERENCANAAN DERMAGA CURAH BATUBARA DAN … · PERENCANAAN DERMAGA CURAH BATUBARA DAN LAPANGAN PENUMPUKAN DI BERAU KALIMANTAN TIMUR Maureen Shinta Devi 3108 100 146 Page 1 BAB I

PERENCANAAN DERMAGA CURAH BATUBARA DAN LAPANGAN PENUMPUKAN DI BERAU KALIMANTAN TIMUR

Maureen Shinta Devi 3108 100 146 Page 1

BAB I PENDAHULUAN

1.1. Latar Belakang Indonesia merupakan penghasil batubara

nomor delapan di dunia. Bahkan 75% dari total produksi batubara diekspor. Adapun negara-negara yang menjadi tujuan utama ekspor batubara lokal, yaitu Jepang, Taiwan, Korea Selatan dan Eropa. Total sumber daya batubara di Indonesia mencapai 105 miliar ton, dimana cadangan batubara diperkirakan 21 miliar ton (Saleh,2005). Dan Kalimantan Timur merupakan salah satu lokasi tambang batubara utama di Indonesia selain Sumatera Selatan dan Kalimantan Selatan.

Berdasarkan konsep Master Plan Pelabuhan Sambarata milik Perusahaan Batubara di Berau Kalimantana Timur akan dilakukan pembangunan dermaga curah batubara dan

lapangan penumpukan yang berlokasi di Pelabuhan Batubara Berau, Kalimantan Tambara, Kecamatan Gunung Tabur, Kabupaten Berau, Provinsi Kalimantan timur dengan lokasi geografis 117°23’25,5”BT dan 02°09’37,5” LU. (Gambar1.1. – Gambar 1.2.).

Perencanaan dermaga pada Pelabuhan Sambaratta ini direncanakan dapat ditambati kapal kapal tongkang pengangkut batubara (bulk coal barge) dengan kapasitas standar 5000 DWT, dan akan dibangun lapangan penumpukan curah batubara sebagai stockyard batubara hasil penambangan area sambaratta. Karena jarak area penambangan dengan transhipment ±100 km maka dibutuhkan perencanaan dermaga untuk dapat ditambati oleh kapal pengangkut batubara dan loading angkutan batubara berjalan lancar dengan adanya lapangan penumpukan curah batubara. Selain itu kedalaman perairan juga akan diperdalam guna

Abstrak

Pelabuhan Sambaratta di Berau Kalimantan Timur pada umumnya dan dermaga curah batu bara serta lapangan penumpukannya pada khususnya memiliki peran strategis dalam arus lalu lintas transportasi angkutan laut yang merupakan salah satu moda transportasi angkutan curah batu bara hasil penambangan perusahaan batubara di Berau, Kalimantan Timur. Permintaan terhadap batu bara meningkat dari tahun ke tahun. Hal ini membuat Perusahaan Batubara di Berau ini pun terus meningkatkan produktivitas produksi penambangan batubara demi memenuhi permintaan batubara yang terus meningkat.

Sehingga perlu adanya perencanaan dermaga curah batu bara demi memenuhi demand batu bara yang kian meningkat dari tahun ke tahun. Dan juga perlu adnya pembangunan lapangan penumpukan demi mempermudah loading curah batu bara dari area penambangan menuju area transshipment. Berdasarkan konsep Denah Pengembangan Curah Batu Bara pada area Sambratta yang berlokasi di Berau Kalimantan Timur dengan posisi geografis 117°23’09”BT dan 02°09’33,06” LU akan dilaksanakan pembangunan dermaga curah batu bara dengan diperlukan proses pengerukan atau dredging di area sungai Segah serta direncanakan perbaikan tanah dasar pada lapangan penumpukan.

Namun permasalahan muncul dalam perencanaan ini. Yaitu kedalaman perairan yang kurang memenuhi untuk kapal dapat bertambat ke dermaga dan kondisi tanah yang kurang baik yang mempengaruhi stabilitas tanah dasar dalam menerima beban timbunan batubara dengan tinggi lebih dari 10 meter. Sehingga diperlukan perencanaan yang tepat dengan mengatasi permasalahan demi terlaksananya pengembangan dermaga dan pembangunan lapangan penumpukan agar tidak terjadi kegagalan struktur yang berakibat fatal.

Adapun tujuan dari perencanaan ini adalah untuk mendapatkan desain struktur Dermaga Curah Batu Bara dan perbaikan tanah dasar Lapangan Penumpukan di Pelabuhan Sambaratta yang kuat stabil, stabil, ekonomis agar perdagangan dan industri dapat berjalan aman, nyaman, lancar, cepat, efektif dan efisien.

Kata Kunci : Breasting Dolphin, Mooring Dolphin, Radial Loading Coal, Dredging, Lapangan Penumpukan, Berau.



memenuhi syarat lebih besar dari draft kapal, sehingga perlu diadakannya pengerukan.

Dengan dibangunnya dermaga curah batubara dan lapangan penumpukan curah di Pelabuhan Sambaratta Berau Kalimantan Timur yaitu yang kuat stabil, stabil, dan ekonomis diharapkan dapat dimanfaatkan secara maksimal sesuai dengan fungsinya sehingga arus perdagangan dan industri batubara dapat berjalan aman, nyaman, lancar, cepat, efektif dan efisien.

Gambar 1.1 - Lokasi Area Pertambangan Batubara

di Berau Kalimantan Timur (Sumber : Wikipedia, 2011)

Gambar 1.2 - Kondisi Eksisting Dermaga

Pelabuhan Sambaratta (Sumber : Google Earth, 2011)

1.2. Permasalahan Permasalahan pada ”Perencanaan Dermaga

Curah Batubara dan Lapangan Penumpukan” ini meliputi : 1. Diperlukan perencanaan struktur dermaga

yang mampu menahan kombinasi pembebanan yang bekerja pada dermaga.

2. Kondisi kedalaman Sungai Segah yang belum dapat memenuhi kebutuhan kedalaman fasilitas dermaga seperti kolam putar dan alur masuk, sehingga perlu dilakukan pengerukan.

3. Stabilitas tanah dasar lapangan penumpukan batubara dalam menahan beban timbunan hasil penambangan batubara.

1.3. Tujuan Tujuan dari penulisan Tugas Akhir ini

meliputi : 1. Evaluasi layout perairan dan daratan. 2. Merencanakan detail struktur dermaga

curah batubara di Pelabuhan Sambaratta di Berau Kalimantan Timur. (Struktur breasting dan mooring dolphin, serta struktur RLC).

3. Merencanakan perbaikan tanah dasar di lapangan penumpukan curah batubara di Pelabuhan Sambaratta di Berau Kalimantan Timur.

4. Merencanakan pekerjaan pengerukan dan pembangunan dermaga curah batubara beserta lapangan penumpukannya.

5. Menyusun anggaran biaya untuk pelaksanaan pembangunan dermaga, pekerjaaan pengerukan, dan perbaikan tanah dasar lapangan penumpukan.

1.4. Batasan Masalah Batasan dari penulisan Tugas Akhir ini adalah : 1. Data yang digunakan dalam perencanaan

ini merupakan data sekunder 2. Tidak memperhitungkan sedimentasi. 3. Perencanaan Detail Teknis Perencanaan

Dermaga hanya dilakukan pada struktur open pier saja seperti breasting dan mooring dolphin serta struktur Radial Loading Coal.

BAB II TINJAUAN PUSTAKA

Untuk menyelesaikan perencanaan ini, terdapat beberapa beberapa tinjauan pustaka yang berupa dasar-dasar teori yang digunakan dalam perencanaan dermaga curah batubara dan lapangan penumpukan di Berau Kalimantan Timur.

BAB III METODOLOGI PENULISAN

Untuk menyelesaikan perencanaan ini, terdapat beberapa langkah yang harus dikerjakan. Berikut ini adalah diagram alir dalam perencanaan dermaga curah batubara dan lapangan penumpukan di Berau Kalimantan Timur.



Gambar 3.1. Diagram Alir

BAB IV ANALISIS DATA

4.1 Umum 4.2 Data-data yang Dianalisis 4.2.1 Data Pasang Surut

Dari hasil pengamatan didapatkan bahwa perilaku pasang surut pada daerah Dermaga Curah Batubara di Berau Kalimantan Timur adalah tipe pasang surut setengah harian ganda (semi diurnal). Dari grafik pasang surut dan pembacaan Peal Schaal digambarkan pada Gambar 4.2–4.3 didapat data sebagai berikut : Beda pasang surut sebesar 1.6 m Elevasi HWS ( High Water Spring) pada +

1.60 mLWS Elevasi MSL (Mean Sea Level) pada +0.80

mLWS Elevasi LWS (Low Water Spring) pada ±

0.00 Mlws

Gambar 4.2 – Grafik Pasang Surut

4.2.2 Data Angin Kecepatan angin yang terjadi pada

dermaga curah batubara di Berau ini dapat diwakilkan oleh stasiun Tanjung Redeb Kalimantan Timur yang ditampilkan pada Tabel 4.1 yang diambil oleh Dinas Perhubungan Provinsi Kalimantan Timur

Tabel 4.1 – Tabel Suhu Udara, Kelembaban, Kecepatan Angin, dan Jumlah curah rata-rata

menurut stasiun di Provinsi Kalimantan Timur Tahun 2001

Berdasar tabel tersebut, kecepatan angin

yang terjadi pada dermaga curah batubara di Berau ini adalah 4,52 knots.

4.2.3 Data Arus Kecepatan arus yang terjadi pada dermaga

curah batubara di Berau ini dapat dikorelasikan dari data angin sesuai Tabel 4.2 dibawah ini.

Tabel 4.2 – Tabel klasifikasi resiko dan kesimpulan ERS (Emergency Release System)

Berdasar tabel tersebut, kecepatan arus yang terjadi pada dermaga curah batubara di Berau ini adalah kurang dari 1 knots. 4.2.4 Data Bathimetri

Data bathymetri diperoleh dari survey yang dilakukan oleh Laboratorium Perhubungan Institut Teknolog Sepuluh Nopember pada tahun 2011 seluas 20 Ha. Dari data yang didapat terlihat bahwa daerah survei ini lokasinya menghadap selatan, merupakan perairan dangkal dan pinggir sungainya landai kecuali di dermaga dimanan kedalamannya terjal hingga kedalaman 18.00 meter dengan kontur sejajar sungai dan bervariasi. Peta bathymetri secara keseluruhan dapat dilihat pada Gambar 4.4.



4.2.5 Data Topografi Berdasar hasil pemetaan Topografi seluas

+ 0.6 Ha. Dari hasil survey yang dilakukan oleh Laboratorium Perhubungan Institut Teknologi Sepuluh Nopember pada tahun 2011, dapat kita ketahui gambaran situasi ketinggian daerah survey yang menyangkut sarana dan fasilitas pelabuhan milik Perusahaan Batubara di Berau Kalimantan Timur ini seperti lapangan penumpukan, gedung kesyahbandaran, bea cukai, dll yang digambarkan pada Gambar 4.4.

Gambar 4.4 – Peta Bathymetri dan Topografi

4.2.6 Data Tanah Dasar Data tanah dasar dalam perencanaan

dernaga curah batubara dan lapangan penumpukan ini terdiri dari dua bagian, yaitu: data lapangan dan data laboratorium. Soil investigation yang dilakukan di lapangan dan yang dipakai dalam perencanaan ini adalah Boring dan SPT (Standard Penetration Test).

4.3 Data Kapal Kapal yang mampu bertambat pada dermaga

curah batubara milik Perusahaan Batubara di Berau Kalimantan Timur ini adalah kapal tongkang pengangkut batubara (bulk coal barge) yang berkapasitas 5000 DWT. Adapun spesifikasi kapal tersebut dapat dilihat pada Tabel 4.6.

Gambar.

Tabel 4.6– Spesifikasi bulk coal barge Kelas ABS, A1, Barge LOA 73,15 m

Breadth 21,95 m Depth 5,26 m

Max Draft 4,20 m GRT 2139 ton DWT 5000 ton

4.4 Data Alat Pada struktur dermaga terdapat alat yang

menyalurkan batubara dari lapangan penumpukan untuk loading ke kapal tongkang yang berjalan di atas lintasan conveyor (RLC).

BAB V EVALUASI LAYOUT PEAIRAN

5.1 Umum 5.2 Kondisi Eksisting

Hasil analisis kondisi eksisting ini ditabelkan pada Tabel 5.1. Dari kondisi eksisting ini perlu kita evaluasi apakah fasilitas-fasilitas perairan yang dibutuhkan dermaga ini sudah memenuhi. Seperti apakah lebar perairan dengan kedalaman nominal yang dibutuhkan kapal sudah memenuhi semua fasilitas perairan yang dibutuhkan. Apakah perlu adanya penambahan lebar perairan yang berarti perlu juga adanya penambahan kedalaman yang akan dilakukan dengan cara dredging atau pengerukan. .Adapun fasilitas perairan yang dibutuhkan dermaga curah ini adalah alur masuk, kolam putar, kolam dermaga, serta kedalaman dan pengaruh perairan sekitarnya.

Tabel 5.1. Kondisi Eksisting

Kondisi Eksisting Dimensi Keterangan

Sungai Segah

Kedalaman Perairan

d = -5.00 mLWS

Lebar sungai yang dapat dilalui

kapal pengangkut

batubara

Lebar Maksimum

L = 205,7 m

Lebar Minimun

L = 137,18 m

Kelandaian Perairan Sungai Segah dengan

d = -5.00 mLWS

Arah Utara (Depan

Dermaga)

Kemiringan 1:0,935 Curam

Arah Selatan

Kemiringan 1:35,1025 Landai

-2.00

-3.00

-4.00-5.00-6.00

-7.00-8.00

-8.00

-9.00

-1.00-2.00-3.

00-4.00-5.00-6.00

-0.00

-1.00

-2.00-3.00

-4.00

-5.00

-7.00

-8.00

-9.00

-10.00

-11.00

-12.00

-12.00-11.00

-10.00-9.00

-8.00-7.00-6.00-5.00-4.00

-2.00-1.00-0.00

-2.00-3.00

-4.00-4.00

-3.00-2.00

-0.00

-0.00

-13.00

-15.00

-13.00

-14.00

-10.00

-13.00-14.

00-15.

00

-16.

00

-17.

00-18.0

0

-4.00

-7.00

-0.0

0

-0.00

2.002.50

2.502.00

2.002.00

2.00

2.00

2.503.00

3.50

2.00

a i ra i r

a i r

3.00

3.00

2.50

2.50

2.50

3.003.503.003.00

3.00

0.50

1.00

2.00

1.50

jala

n se

tapa

k

1.501.00

0.50

2.502.50

Y = 543.182,518

Z = 1.623X = 239.070,783

BM2

Y = 239.084,000Z = 2.316

X = 543.332,000BM1

-1.00

-1.00

-4.00

-3.00

-9.00

-6.00

-13.00

-13.00

-14.00

-12.00

-1.00



5.3 Kebutuhan Failitas Perairan 5.3.1 Alur Masuk (Entrance Channel) Berikut parameter yang diperlukan dalam menentukan alur masuk, diantaranya : a) Kedalaman Nominal Alur Masuk

(Entrance channel) Kedalaman minimum yang diperlukan adalah:

D = 1.15 Draft Maksimum Kapal D = 1.15 x 4.20 m D = 4.83 m ~ 5.00 m < -15.00 mLWS

Jadi kedalaman perairan pada alur masuk yang dibutuhkan kapal pengangkut batubara (bulk coal barge) 5000 DWT dapat melintas di perairan ini adalah -5.00 mLWS. b) Panjang Alur Masuk (Entrance channel) Panjang alur yang ditetapkan :

L = 5 x LOA L = 5 x 73.15 m L = 365.75 m ~ 400 m

Jadi panjang alur yang dibutuhkan sepanjang 400 m. Panjang alur harus disesuaikan dengan kedalaman nominal yang dibutuhkan kapal ketika memasuki alur masuk.

c) Lebar Alur Masuk (Entrance channel) Lebar alur yang ditetapkan : Terhadap lebar kapal

W = 5 x B W = 5 x 21.95 m W = 109.75 m ~ 110 m

Terhadap panjang kapal W = 1 x LOA W = 1 x 73.15 m W = 73.15 m ~ 75 m

Jadi lebar alur yang dibutuhkan sebesar 75 m.

d) Sudut dan Jari-jari Tikungan Alur Masuk (Entrance channel) Pada Gambar 3.1 ditunjukkan bahwa lokasi

dermaga pada wilayah Sungai Segah yang terdapat tikungan. Alur masuk ini sebaiknya dibuat mengikuti alur sungai, jadi terdapat tikungan pada alur masuk ini. Bila ada tikungan maka sudut pertemuan dari 2 garis tengah kurva maksimum 30° atau jari-jari tikungan sekitar 4Loa. Maka lebar alur yang ditetapkan : Terhadap lebar kapal

α = 30° R = 4 x LOA

R = 4 x 73,15 R = 292,6 m ~ 295 m

Gambar 5.4 – Sudut dan Jari-Jari Tikungan Alur

Masuk

5.3.2 Kolam Putar (Turning Basin) Kedalaman perairan dapat disamakan dengan alur masuk yaitu -5.00 mLWS. Maka diameter kolam putar yang ditetapkan :

Db = 2 x LOA Db = 2 x 73.15 m Db = 146. 3 m ~ 150 m

Jadi area kolam putar memiliki kedalaman -5.00 Mlws dengan diameter sebesar 150m.

5.3.3 Kolam Dermaga (Basin) a) Kedalaman Nominal Kolam Dermaga

(Basin) Kedalaman minimum yang diperlukan adalah:

D = 1.10 Draft Maksimum Kapal D = 1.10 x 4.20 m D = 4.62 m ~ 5.00 m < -15.00 mLWS

Jadi kedalaman perairan pada kolam dermaga yang dibutuhkan kapal pengangkut batubara (bulk coal barge) 5000 DWT agar dapat bertambat adalah -5.00 mLWS.

b) Luasan Kolam Dermaga (Basin) Panjang kolam dermaga yang ditetapkan:

P = 1.25 x LOA P = 1.25 x 73.15 m P = 91.85 m ~ 100 m

Lebar kolam dermaga yang ditetapkan: L = 1.25 x B L = 1.25 x 21.95 m L = 27.4355 m ~ 30 m

Jadi luasan kolam dermaga yang dibutuhkan sebesar 3000m2.

R = 295 m



5.3.4 Alur Pelayaran Terdapat dua alur pelayaran, yaitu: • Alur pelayaran satu arah Pada alur pelayaran satu arah tidak terdapat simpangan, jadi kebutuhan lebar alur satu jalur :

L = (2 x 1,5B) + 1,8B = (2 x 1,5 x 21,95) + (1,8 x 21,95) = 105,36 m

Jadi lebar alur pelayaran yang dibutuhkan untuk alur satu lajur adalah 105,36m • Alur pelayaran dua arah Pada alur pelayaran satu arah diperbolehkan adanya simpangan, jadi kebutuhan lebar alur dua jalur :

L = (2 x 1,5B) + (2 x 1,8B) + 1,0B = (2 x 1,5 x 21,95) + (2 x 1,8 x 21,95) + (1 x 21,95) = 166,82 m

Jadi lebar alur pelayaran yang dibutuhkan untuk alur dua lajur adalah 166,82m

Hasil evaluasi layout perairan ini perlu dibandingkan dari kondisi eksisting yang ada Tabel 5.1, dan hasil dari perairan untuk kebutuhan fasilitas perairan dermaga curah batubara di Berau Kalimantan Timur ini dapat dilihat pada Tabel 5.2. dan Gambar 5.6.

Gambar 5.6 – Layout Fasilitas Perairan Dermaga

Curah Batubara

5.3.5 Evaluasi Layout Dermaga Konstruksi dolphin digunakan pada

dermaga curah batubara di Berau Kalimantan Timur yang melayani muat curah batubara. Breasting dolphin merupakan dolphin penahan yang dilengkapi dengan adanya fender untuk menerima gaya tubruk dari kapal. Dan bollard untuk menahan gaya tarikan kapal.

Karena dengan beroperasinya dermaga curah batubara ini bertujuan untuk tidak

menghambat alur lalu lintas kapal lain di Sungai Segah ini, maka perlu adanya pengerukan pada: • Alur masuk

Karena kedalaman alur masuk ada yang terletak di kedalaman perairan – 3.00mLWS, sedangkan kebutuhan kedalaman perairan untuk kolam putar hingga – 5.00mLWS.

• Alur masuk untuk alur pelayaran dua arah Karena lebar alur eksisting terpendek yaitu 137,18 m sedangkan lebar alur pelayaran dua arah adalah 166,82 m.

Berdasar analisis sebelumnya didapatkan hasil layout fasilitas kebutuhan dermaga ini yang ditampilkan pada Gambar 5.6.

Tabel 5.2 - Hasil perhitungan kebutuhan fasilitas perairan dermaga curah batubara

Kebutuhan Fasilitas Perairan Dimensi Keterangan

Alur Masuk

(Entrance Channel)

Kedalaman Perairan

d = -5.00 mLWS Alur masuk

menikung sebelum mencapai turning

basin dengan R=295m

Panjang P = 400 m

Lebar L = 75 m

Kolam Putar

(Turning Basin)

Kedalaman Perairan

d = -5.00 mLWS Terletak 5 m di

depan kolam dermaga Diameter Db = 150

m

Kolam Dermaga (Basin)

Kedalaman Perairan

d = -5.00 mLWS Terletak di depan

dermaga Panjang P = 100 m Lebar L = 30 m

Lalu-lintas perairan

pada Sungai Segah

Lebar One Way

L = 105,36 m

Di depan kolam dermaga tidak

memungkinkan bila lalu-lintas

pelayaran dua arah, karena jarak tepi

untuk lebar keamanan tidak

memenuhi

Lebar Two Way

L = 166,82 m

5.3.6 Elevasi Struktur Hal – hal yang diketahui untuk

menentukan elevasi dolphin adalah: - Pasang surut = 1.60 meter - Kedalaman kolam dermaga = 5 meter Dari data tersebut dapat diketahui elevasi dolphin yaitu antara 0.5m–1.50m, diukur dari HWS. Maka elevasi apron dolphin yang diperlukan :

-13.00

-13.00

-14.00

-12.00

A RT

U A

I

I

II

II

III

III

2.002.50

2.50

-9.00

2.00

2.002.00

2.00

2.00

2.503.00

3.50

2.00

a i ra i r

a i r

3.00

3.00

2.50

2.50

2.50

3.003.503.003.00

3.00

0.50

1.00

2.00

1.50

jala

n se

tapa

k

2.502.50

-1.00

-1.00

-4.00

BULK COAL BARGE 5000 DWT

Db = 150 m

w = 75 m

-2.00-5.00

-8.00-9.00

-1.00-6.00-1.00

-5.00

-10.00

-10.00-5.00-0.00

-0.00

-0.00

-13.00

-15.00

-13.00

-14.00

-10.00

-13.00-14.

00-15.

00

-16.

00

-17.

00-18.

00

-7.00

-0.0

0



H = HWS + (0.5 – 1.5 m ) H = 1.6 m + (0.5 – 1.5 m ) H = 2.1 – 3.10 m diambil ~ 3.00 meter

Jadi tinggi elevasi dolphin yang direncanakan adalah + 3.00 m LWS . (Gambar 5.7)

Gambar 5.7. Elevasi Breasting Dolphin Curah

Batubara

Gambar 5.7.a – Kondisi ketika kapal merapat saat

pasang

Gambar 5.7.a. Kondisi ketika kapal merapat saat

surut

BAB VI KRITERIA DISAIN

6.1 Kriteria Perencanaan 6.1.1 Peraturan yang digunakan

Dalam perencanaan ini digunakan beberapa peraturan sebagai dasar dalam perencanaan yaitu: Standard Criteria for Port and Harbour in

Japan Peraturan Beton Indonesia (PBI) 1971 Perhitungan Lentur Cara “n” (Ir. Wiratman) SNI 1726-2002

6.1.2 Kualitas Material Berikut ini kualitas material yang

digunakan dalam perencanaan dermaga ini, sebagai berikut: a) Mutu Beton

Berdasarkan PBI 1971, kualitas material beton struktur dolphin yang akan digunakan pada Dermaga Curah Batubara di Berau, Kalimantan Timur sebagai berikut : Mutu beton K 350, σ’bk = 350kg/cm2 (PBI

1971 Tabel 4.2.1) Modulus tekan beton untuk pembebanan

tetap Eb = 6400 �𝜎𝜎′𝑏𝑏𝑏𝑏 (PBI 1971 Tabel 11.1.1)

= 6400 √350 = 119733,0364 kg/cm2

n = 𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝑏𝑏

= 2100000119733 ,0364

= 17,54 𝜎𝜎′𝑏𝑏 = Tegangan tekan beton akibat lentur

tanpa dan atau dengan gaya normal tekan = 0,33 𝜎𝜎′𝑏𝑏𝑏𝑏 (Tabel 4.2.1) = 0,33 x 350 = 115,5 kg/cm2

τ′𝑏𝑏 = Tegangan geser beton = 0,54�𝜎𝜎′𝑏𝑏𝑏𝑏 (Tabel 4.2.1) = 0,54 √350 115,5 kg/cm2

Tebal selimut beton (decking) diambil 8 cm.

b) Mutu Baja tulangan Baja tulangan yang digunakan dalam

perencanaan breasting dolphin adalah baja tulangan U-32. Berikut ini data mutu baja berdasarkan PBI 1971: σau = Tegangan leleh karakteristik = 3200

kg/cm2 Ea = 2,1 x 106 kg/cm2 σa = Tegangan tarik/tekan baja yang

diijinkan = 1850 kg/cm2 (Tabel 10.4.1)

σ'au = Tegangan tarik/tekan baja rencana = 2780 kg/cm2 (Tabel 10.4.3)

+3.00 mLWSElevasi Dolphin0.5 m

0.5 m

2 m +1.60 mLWS

+0.00 mLWS

HWS

LWS

4.2

+3.00 mLWSElevasi Dolphin

+1.60 mLWS

+0.00 mLWS

HWS

LWS

4.2


+0.00 mLWSLWS



Diameter tulangan utama = 25 mm

c) Tiang Pondasi Dermaga curah batubara ini menggunakan

tiang pondasi berupa tiang pancang. Dengan memperhatikan faktor keuntungan, dan kerugian.

Adapun tiang pancang yang digunakan

sebagai pondasi ini memiliki ketentuan sebagai berikut:

Diameter (D) : 609,6 mm Dimensi Tiang :

Tebal (t) : 12 mm Luas (A) : 225,3 cm2 Momen Inersia (I) : 101000 cm4

Unit Weight : 177 kg/m Section Modulus (Z) : 3030 cm3 Young modulus (E) : 2100000 kg/cm4

Yield Strenth (fy) : 2100 kg/cm2 (BJ 52)

6.2 Disain Dimensi Struktur Struktur perencanaan dermaga curah

batubara di Berau Kalimantan Timur ini terdiri dari beberapa bagian struktur utama (Lihat Gambar 6.1.)

Gambar 6.1. Struktur Dermaga Rencana

Beberapa bagian struktur utama tersebut, yaitu: a) Breasting dolphin : struktur dolphin yang

berfungsi sebagai penahan adanya gaya yang ditimbulkan saat kapal bertambat yang dilengkapi dengan adanya fender untuk

menerima gaya tubruk dari kapal. Dan bollard untuk menahan gaya tarikan kapal. Struktur breasting dolphin diletakkan terpisah dengan jarak antar 2 struktur dolphin tidak boleh lebih kecil 0,25 LOA dan tidak boleh lebih besar 0,4 LOA.

Disain dimensi struktur breasting dolphinStruktur breasting dolphin berbentuk segi empat dengan ukuran 2,7m x 2,4m x 1,5 m

:

b) Mooring dolphin : struktur dolphin yang berfungsi sebagai penahan adanya gaya yang ditimbulkan saat kapal bertambat yang dilengkapi dengan adanya bollard untuk menahan gaya tarikan kapal.

Disain dimensi struktur breasting dolphinStruktur breasting dolphin berbentuk segi empat dengan ukuran 2,4m x 2,4m x 1,2 m

:

c) Struktur conveyor belt atau struktur RLC: struktur penyangga radial shiploader quadrant lifting boom atau RLC (Radial Loading Coal) yang dapat bergerak dari ujung ke ujung (hingga dapat membentuk sudut 90o) untuk menyalurkan muatan batubara ke kapal angkut curah batubara (bulk barge coal) dari stockyard. Jadi saat loading batubara ke kapal tongkang, kapal tidak perlu bergerak maju-mundur. Struktur penyangga RLC ini terdapat dua macam yaitu:

- Struktur lengan boom tepi yang berfungsi sebagai tempat untuk perbaikan radial shiploader quadrant lifting boom atau RLC (Radial Loading Coal).

- Struktur lengan boom tengah untuk penyangga ketika RLC bekerja.

Disain dimensi struktur lengan boomLengan boom tepi berbentuk segi empat dengan ukuran 2,4 m x 2,4 m x 1,2 m

:

Lengan boom tengah berbentuk segi empat dengan ukuran 1,2 m x 2,4 m x 1,2 m

6.3 Perhitungan Fender dan Bollard 6.3.1 Perencanaan Fender

Fender merupakan system konstruksi yang dipasang di depan konstruksi tambahan. Berfungsi sebagai penahan beban tumbukan kapal pada waktu merapat serta memindahkan beban akibat tumbukan menjadi gaya reaksi yang mampu diterima konstruksi dan kapal secara aman.

-5.00 mLWS

-10.00 mLWS

-15.00 mLWS

BULK COAL BARGE 5000 DWT

A RT

U A



6.3.1.1 Perhitungan Energi Fender Keperluan fender bagi suatu dermaga

sangat bergantung dari ukuran dan kecepatan kapal yang merapat. Pada saat kapal menabrak konstruksi tambatan, ada energy kinetik tumbukan yang harus diabsorbsi dan ditransfer menjadi gaya horisontal yang harus mampu ditahan oleh bangunan dermaga. Dalam menghitung fender terlebih dahulu dihitung energi yang bekerja pada fender. Dimana :

CH = 1 +

Koefisien massa hidrodinamis (CH)

BD2 = 1 +

95,212,42x

= 1,383

CE = 1 +

Koefisien eksentrisitas (CE)

2)r/(11+

= 1 + 2)63,14/383,24(11

+= 1,265

Cc = 1 Koefisien bantalan (CC)

Cs = 1 Koefisien kehalusan (CS)

Ws = 5000 ton Displacement Tonage

V = 0,1 m/s Kecepatan kapal saat merapat

Jadi energy pada fender

[ ]mtong

VWCCCCEf

SCEH−

=

2..21....

Ef = 4,458 ton.m ~ 4,5 ton.m = 45 kN.m

6.3.1.2 Pemilihan Tipe Fender Setelah perhitungan energi tumbukan

yang timbul dapat ditentukan, selanjutnya dilakukan pemilihan type fender yang spesifikasinya dapat dilihat pada Gambar 6.2. - Gambar 6.5.

Bila energy fender 45 kN.m, dalam kondisi terkritis fender harus mampu menerima energy 45kn.m/0,427 m = 105,386 kN.m. yaitu saat tidak semua fender mengenai badan kapal. Untuk Ef yang ditimbulkan akibat tumbukan bulk coal cargo ship 5000 DWT dalam kondisi kritis sebesar 105,386 kN.m maka tipe fender yang dapat dipilih adalah bentuk AD ARCH Rubber Fender AD 500 dengan Rubber Grade G4 dengan data-data sebagai berikut :

Energi fender = 111 kN-m > 105,386 kN.m Reaksi fender = 529 kN = 52,9 ton

Berat fender = 325 kg/m Defleksi = 52,5 % Tinggi fender = 500 mm Panjang fender = 2 m

6.3.1.3 Pemasangan Fender a) Pemasangan Horisontal Fender

Pemasangan fender arah horizontal tidak perlu direncanakan karena fender diletakkan pada setiap breasting dolphin yang direncanakan selanjutnya.

b) Pemasangan Vertikal Fender Panjang fender yang digunakan adalah 2 m. Tinggi fender adalah 0.4 m.

Fender diletakkan ditengah 0.5 m kebawah dari elevasi dermaga dan 0.5 m ke atas dari LWS. Gambar pemasangan vender arah vertical dapat dilihat pada Gambar 6.6 dibawah ini

Gambar 6.6. Pemasangan fender arah vertikal

6.3.1.4 Perencanaan Plank Fender Struktur plank fender terletak didepan

(face line) dermaga, struktur ini direncanakan dengan pelat baja yang menerima gaya horizontal terpusat akibat beban tumbukan kapal pada fender. a) Data-data perencanaan plank fender:

Lebar (b) :1200 mm Ukuran plank fender

Tinggi (h) : 2200 mm Tebal (t) : 50 mm

Digunakan BJ 37 Mutu baja

fy : 240 MPa fu : 370 MPa

AD ARCH Rubber Fender

+3.00 mLWSElevasi Dolphin0.5 m

0.5 m

2 m +1.60 mLWS

+0.00 mLWS

HWS

LWS



Digunakan baut M42 Ukuran dan mutu baut

Diameter baut (db) : 42 mm Mutu baut : BJ 50 fu : 5000 kg/cm2

b) Momen plank fender

Gambar 6.7. Reaksi fender

Momen maksimum pada plank fender

sebesar : M = R.e = 52,9 x 1,5 = 79,35 ton.m

c) Kontrol penampang pelat 𝑏𝑏𝑡𝑡

≤ 500�𝑓𝑓𝑓𝑓

= 120050

≤ 500√240

= 24 ≤ 32,27

(OK) d) Menghitung kekuatan sambungan baut

Digunakan metode titik putar, dengan: µ = 0,75 (faktor reduksi geser) r1 = 0,5 faktor modifikasi tegangan Ab = luasan baut = 0,25.π.4,22=13,85 cm2

M = jumlah bidang geser 1. Kuat geser baut :

Vd = µ.r1.fubaut.Ab.m = 0,75x0,5x5000x13,85x1 = 25968,75 kg

2. Kuat tumpu baut: Rd = µ.2,4.db.t.fupelat

= 0,75x2,4x4,2x5x3700 = 139860 kg

3. Kuat tarik baut : Td = µ.0,75.fubaut.Ab

= 0,75x0,75x5000x13,85 = 38953,125 kg

e) Kontrol kombinasi geser dan tarik Bila jumlah baut 4 buah 1. Akibat beban sentries :

Vu : 𝑃𝑃𝑃𝑃𝑛𝑛

= 52,94

= 13,225 ton

2. fuv = 𝑉𝑉𝑃𝑃𝐴𝐴𝑏𝑏

= 1322513,85

= 954,874 kg/cm2

3. ft = (1,3. fubaut – 1,5.fuv) < = (1,3.5000 – 1,5.954,874)

fubaut

= 5067,689 kg/cm2 > 5000 kg/cm2 Maka gunakan ft = 5000 kg/cm2

4. Td ulir = µ.ft.Ab = 0,75x5000x13,85 = 51937,5 kg

5. Tu max = 𝑀𝑀𝑃𝑃 .𝑌𝑌𝑌𝑌𝐸𝐸𝑌𝑌Σ𝑓𝑓2 = 7935000 𝑌𝑌 170

1702

= 46676,470 kg Syarat : Tu max < Td

Tu max < Td ulir Didapatkan hasil: Tu max = 46676,470 kg > Td = 38953,125 kg (NOT OK) Tu max = 46676,470 kg < Td ulir = 51937,5 kg (OK) Coba perbanyak baut

f) Kontrol ulang kombinasi geser dan tarik Bila jumlah baut 6 buah 1. Akibat beban sentries :

Vu : 𝑃𝑃𝑃𝑃𝑛𝑛

= 52,96

= 8,8167 ton

2. fuv = 𝑉𝑉𝑃𝑃𝐴𝐴𝑏𝑏

= 8816,713,85

= 636,582 kg/cm2

3. ft = (1,3. fubaut – 1,5.fuv) < = (1,3.5000 – 1,5.636,582)

fubaut

= 5545,127 kg/cm2 > 5000 kg/cm2 Maka gunakan ft = 5000 kg/cm2

4. Td ulir = µ.ft.Ab = 0,75x5000x13,85 = 51937,5 kg

5. Tu max = 𝑀𝑀𝑃𝑃 .𝑌𝑌𝑌𝑌𝐸𝐸𝑌𝑌Σ𝑓𝑓2 = 7935000 𝑌𝑌 85

2 𝑌𝑌 (852 + 1702)

= 9335,294 kg Didapatkan hasil: Tu max = 37785,714 kg < Td = 38953,125 kg (OK) Tu max = 37785,714 kg < Td ulir = 51937,5 kg (OK)

Jadi digunakan 6 baut untuk sambungan fender ke plank fender

Gambar 6.9.a Tampak depan pemasangan fender

+3.00 mLWS

AD ARCH Rubber Fender+0.00 mLWS

1.5 m

R

12001000

20002200

PANEL PLANK FENDER

AD ARCH RUBBERFENDER AD 500



Gambar 6.9.b Tampak samping pemasangan fender

g) Panjang pengangkuran Kebutuhan panjang pengangkuran pada pondasi

𝐿𝐿 = 0,85 𝑇𝑇𝜋𝜋 𝑑𝑑 𝜏𝜏𝑏𝑏

= 0,85𝑌𝑌9335,2946 𝜋𝜋 (2,4) 10,102

=

17,363 cm ~ 18 cm Sebaiknya panjang pengangkuran digunakan 20 cm

6.3.2 Perhitungan Bollard 6.3.2.1 Perencanaan Bollard

Bollard merupakan konstruksi untuk mengikat kapal pada tambatan. Perlu direncanakan bollard yang mampu menahan beban tarikan kapal pengangkut batubara 5000 DWT beserta aksesorisnya.

6.3.2.2 Gaya Tarik Akibat Bobot Kapal Dari Tabel 2.5. (Gaya Tarik pada

Bollard) Untuk kapal dengan bobot 5000 DWT dan 2139 GRT, maka nilai Pa = 35 ton. Disain dilakukan dengan rasional, dimana untuk kapal dengan dimensi 5000 DWT, sudut α tidak mungkin 0. Maka α = 45° dan β = 45° sehingga diperoleh gaya-gaya dalam kondisi kritis, yaitu :

V = Pa⋅sin45° = 35 ton⋅0.5√2 = 24,75 ton H = Pa⋅cos45° = 35 ton⋅0.5√2 = 24,75 ton T = H⋅cos45° = 24,75 ton⋅0.5√2 = 17,5 ton N = H⋅sin45° = 24,75 ton⋅0.5√2 = 17,5 ton

6.3.2.3 Gaya Tarik Akibat Arus Perhitungan tekanan arus adalah:

γC = 1,025 tm-3 AC = Loa x D = 73,15 x 4,2 = 307,23 m2 VC = kecepatan arus maksimum tegak lurus

sumbu memanjang kapal = 1,0 knots = 0,5 m/s

CC = 6 untuk kedalaman perairan mendekati draft kapal

g = percepatan gravitasi = 9,8 m/s2

Jadi gaya tarikan akibat arus adalah

tonx

PC 1,248,92

5,023,307025,16 2=

×××=

6.3.2.4 Gaya Tarik Akibat Angin Gaya tekanan angin dapat dihitung :

Cw = 1,3 untuk angin melintang Aw = LOA x (depth-draft)

= 73,15 x (5,26 – 4,2) = 77,539 m2 Bw = B x (depth-draft)

= 21,95 x (5,26 – 4,2) = 23,267 m2 Ø = 45o Vw = 4,52 knots = 2,26 m/s

Jadi gaya tarikan akibat arus adalah

tonPW 209,01600

26,2)45cos.267,2345sin.539,77(3,12

22 =+=

6.3.2.5 Perhitungan dan Disain Bollard

Untuk P yang ditimbulkan akibat gaya tarikan kapal bulk coal cargo ship 5000 DWT sebesar 24,75 ton maka tipe bollard yang dapat dipilih adalah Single Bit Bollard Tipe SBB1-20 dengan data-data sebagai berikut : Standar kapasitas bollard = 30 ton (> P = 24,75 ton-m)

6.3.2.6 Aksesoris Bollard Dari perhitungan pembebanan pada bab

sebelumnya didapat gaya tarik 24,75 ton sehingga dipilih tipe bollard dengan spesifikasi sebagai berikut : Bollard (Tipe Single Bit Bollard Tipe

SBB1-20 ) Standar kapasitas bollard = 30 ton > (P = 24,75 ton-m)

Dimensi bollard : (Gambar 6.9 -6.10) A : 330 mm C : 460 mm D : 230 mm E : 50 mm F : 270 mm G : 60 mm H : 380 mm

Pelat Bollard (LRFD) Tebal (t) : 15 cm Panjang (P) = C : 460 mm Lebar (L) = C : 460 mm Mutu baja : BJ 41 Tegangan putus (fu) : 4100 kg/cm2 Tegangan leleh (fy) : 2500 kg/cm2

Baut Bollard Diameter : 24 mm Mutu baja : BJ 41 Tegangan putus (fu) : 4100 kg/cm2

2200 2000

AD ARCH RUBBERFENDER AD 500

PANEL PLANK FENDER 220x200x10

500



Tegangan leleh (fy) : 2500 kg/cm2

Dasar Pondasi dari Beton Digunakan mutu beton K350 dengan σ’bk = 350 kg/cm2 Dari PBI’71 Tabel 10.4.2 didapatkan : Tegangan tekan ijin (σ’b): 0,33 σ’bk = 115,5 kg/cm2 Tegangan geser ijin (τb): 0,54 (σ’bk)1/2 = 10,102 kg/cm2

a) Kontrol kekuatan Sambungan Baut pada Bollard dengan metode ultimate (LRFD)

Metode ini mengambil anggapan bahwa akibat momen yang terjadi, tegangan tekan dipikul oleh pelat dan tegangan tarik dipikul oleh baut.(Lihat Gambar 6.14.)

Gambar 6.14. Gaya pada Bollard

Mu = Pu . e = 24,75 x 33 = 816,75 ton.cm

Kontrol geser

Vu = 𝑃𝑃𝑃𝑃𝑛𝑛

= 24,754

= 6,1875 𝑡𝑡𝑡𝑡𝑛𝑛

fuv = 𝑉𝑉𝑃𝑃𝐴𝐴𝑏𝑏

= 6,18751

4𝜋𝜋2,42= 1,3677 𝑡𝑡𝑡𝑡𝑛𝑛

𝑐𝑐𝑌𝑌 2

Øf 0,5 fbu = 0,75 x (0,5 x 4100)

= 1537,5 kg/cm2 fuv < Øf 0,5 fb

u 1367,7 kg/cm2 < 1537,5 kg/cm2 (OK)

Beban tarik (interaksi geser dan tarik) Td = Øf ft Ab ft = (1,3 fu

b – 1,5 fuv) < fub

= (1,3 x 4100 – 1,5 x1537,5) = 3278,45 kg/cm2 < 4100 kg/cm2 (OK)

Td = Øf ft Ab = 0,75 x 3278,45 x ¼ π (2,4)2

= 11123,52 kg Td baut = Ø 0,75 Ab fu

b

= 0,75 x 0,75 x ¼ π (2,4)2 x 4100 = 10433,2292 kg

T = Td = 10433,2292 kg (diambil yang terkecil)

Mencari garis netral Garis netral didapat dari keseimbangan

gaya yang terjadi. Gaya tekan = gaya tarik fyp.a.b = ΣT a= 𝛴𝛴𝑇𝑇

𝑓𝑓𝑓𝑓𝑦𝑦 .𝑏𝑏= 4 𝑌𝑌 10443 ,2292

2500 𝑌𝑌 46= 0,3632 𝑐𝑐𝑌𝑌

a = 0,3632 cm < s = 6,5 cm (OK) d1 = 115 – 3,632 =111,368 mm=11,1368 cm d2 = 345 – 3,632=341,368 mm= 34,1368 cm

Lihat Gambar 6.15.

Gambar 6.15. Keseimbangan Gaya pada Bollard

Kontrol Momen Momen rencana yang dapat dipikul oleh sambungan :

∅𝑀𝑀𝑛𝑛 = 0,9 𝑓𝑓𝑓𝑓𝑦𝑦 𝐸𝐸2𝑏𝑏

2+ �𝑇𝑇.𝑑𝑑𝑑𝑑

𝑛𝑛

𝑑𝑑=1

∅𝑀𝑀𝑛𝑛 = 0,9𝑌𝑌2500𝑌𝑌0,36322𝑌𝑌46

2+ (2𝑌𝑌10443,2292(6,14+ 39,14))

= 952431,72 kg.cm = 952,4 ton.cm

Mu = 816,75 ton.cm < ØMn = 952,4 ton.cm

Syarat:

Panjang pengangkuran Kebutuhan panjang pengangkuran pada pondasi 𝐿𝐿 = 0,85 𝑇𝑇

𝜋𝜋 𝑑𝑑 𝜏𝜏𝑏𝑏= 0,85𝑌𝑌10443 ,2292

4 𝜋𝜋 (2,4) 10,102= 29,14 cm

Sebaiknya panjang pengangkuran digunakan 50 cm

6.4 Pembebanan 6.4.1 Perhitungan Beban yang Bekerja pada

Breasting Dolphin a) Beban Vertikal Beban Mati (Berat Sendiri) Jadi berat sendiri konstruksi breasting dolphin adalah : Berat poer = (2,7 x 2,4 x 1,5 x 2,9)

= 28,188 ton Berat fender = 0,325 x 2 = 0,65 ton Berat bollard = 1 ton

e

Pu

Mu

C



Beban Hidup Merata Beban air hujan = 0,05 ton/m2

b) Beban Horisontal Beban Tumbukan Kapal

Beban horizontal akibat tumbukan kapal diambil dari gaya reaksi fender dari perhitungan fender sebelumnya. Maka besar beban horizontal dari reaksi fender AD ARCH Rubber Fender tipe AD 500 – G4 adalah 529 kN atau 52,9 ton yang dibebani ditiap breasting dolphin.

Beban Tarikan Kapal Beban horizontal akibat gaya tarik kapal

diambil dari besar gaya tarik bollard. Dari perhitungan bollard didapat besar gaya tarik yaitu 24,75 ton yang dibebani disetiap letak bollard.

c) Beban Gempa Lokasi dermaga curah batubara yang

terletak di Berau Kalimantan Timur ini berada pada wilayah gempa 2. Beban gempa dianalisis dengan respos spectrum untuk wilayah gempa zona 1 dengan kondisi tanah dasar tanah lunak.

Perhitungan Titik Jepit Tiang Pancang

Perhitungan letak titik jepit tanah

terhadap tiang untuk tanah normaly consolidated clay and granular soil, Zf = 1.8T dimana:

dimana:

E : 2,1 . 106 kgf/cm2

Diameter tiang : 609,6 mm Tebal tiang pancang : 12 mm I = 1

64𝜋𝜋[∅4 − (∅ − 2𝑡𝑡)4]

I = 164𝜋𝜋[609,64 − (609,6 − 2.14)4]

= 1,162 x 109 mm4 Nilai nh diambil sebesar = 350 kN⋅m-3 untuk tanah normally consolidated clay.

T = �2,1 .106 𝑏𝑏𝑘𝑘𝑓𝑓 .𝑐𝑐𝑌𝑌−2.1,162 .105 𝑐𝑐𝑌𝑌 4

0,035 𝑏𝑏𝑘𝑘𝑓𝑓 .𝑐𝑐𝑌𝑌−3 �15

= 370,4 cm = 3,704 m ~ 3,7 m Jadi : Zf = 1,8 x T = 1,8 x 3,7 m

= 6,66 m~ 7 m Jadi tinggi struktur breasting dolphin

Ht = Zf + tinggi struktur + kedalaman perairan Ht = 7 + 3 + 5 = 15 m

Periode getar bangunan Maka diperoleh nilai T sebesar: T = Ct x hn

3/4

T = 0,0488 x 153/4=0,372 detik

6.4.2 Perhitungan Beban yang Bekerja pada

Mooring Dolphin a) Beban Vertikal Beban Mati (Berat Sendiri) Jadi berat sendiri konstruksi mooring dolphin adalah : Berat poer = (2,4 x 2,4 x 1,5 x 2,9) = 25,056 ton Berat bollard = 1 ton


b) Beban Horisontal Beban Tarikan Kapal

Beban horizontal akibat gaya tarik kapal diambil dari besar gaya tarik bollard. Dari perhitungan bollard didapat besar gaya tarik yaitu 24,75 ton yang dibebani disetiap letak bollard.

c) Beban Gempa Beban gempa dianalisis dengan respos

spectrum untuk wilayah gempa zona 2 dengan kondisi tanah dasar lunak. Perhitungan Titik Jepit Tiang Pancang Jadi tinggi struktur mooring dolphin

Ht = Zf + tinggi struktur Ht = 7 + 1 + = 8 m

TE I⋅nh

1

5=


+0.00 mLWSLWS

e

Zf




3/4

T = 0,0488 x 83/4=0,374 detik

6.4.3 Perhitungan Beban yang Bekerja pada Struktur RLC

a) Beban Vertikal Beban Mati (Berat Sendiri) Jadi berat sendiri konstruksi RLC adalah : • Berat poer = (2,4 x 2,4 x 1,5 x 2,9) x 2

= 50,112 ton = (1,2 x 2,4 x 1,5 x 2,9) x 5 = 62,64 ton

• Berat balok = (1,2 x 1,5 x 5 x 2,9) x 6 = 156,6 ton

• Berat conveyor RLC = direncanakan sebesar 50 ton sejarak 1m


b) Beban Gempa Beban gempa dianalisis dengan respos

spectrum untuk wilayah gempa zona 1 dengan kondisi tanah dasar lunak. Perhitungan Titik Jepit Tiang Pancang Jadi tinggi struktur RLC

Ht = Zf + tinggi struktur + kedalaman perairan Ht = 7 + 5 + 5 = 17 m


3/4

T = 0,0488 x 173/4=0,408 detik

BAB VII PERHITUNGAN STRUKTUR

DERMAGA 7.1 Perencanaan Breasting Dolphin 7.1.1 Perencanaan Poer

Pada poer breasting dolphin ini dianggap sebagai balok sekaligus sebagai pelat dengan dimensi: Jenis poer : poer ganda dengan 4 tiang pondasi Bentuk : segi empat dengan ukuran 2,7m x 2,4m Diameter tiang : 609,6 mm a) Momen poer

Untuk dapat mengetahui momen yang terjadi pada poer akibat beban yang telah dihitung sebelumnya pada Bab VI, maka dapat digunakan program bantu SAP 2000 dengan pemodelan struktur yang dapat dilihat pada Gambar 7.1.

Gambar 7.1 – Pemodelan struktur pada SAP 2000

b) Poer ganda breasting dolphin Penulangan poer ganda dianalisis berdasarkan gaya-gaya maksimum yang bekerja pada tiang pancang pada poer dengan 4 tiang pancang.

Data-data perencanaan poer ganda breasting dolphin Lebar (b) = lx = 240 cm Panjang (l) = ly = 270 cm Tinggi (h) = 150 cm Selimut beton = 8 cm ϕo = perbandingan antara tegangan baja tarik

dan n kali tegangan tekan beton di serat yang paling tertekan pada keadaan seimbang

ϕo = σ′ a (𝑛𝑛 𝑌𝑌 σ′b)

= 1850(17,54 𝑌𝑌 115,5)

= 0,913 Momen poer = 211,5481 ton.m

= 21154810 kg.cm Perhitungan tinggi manfaat balok : Hx = Ht – d – 0,5D = 140,75 cm Hy = Ht – d – D – 0,5D = 138,25 cm

Perhitungan Tulangan Arah X Dari analisis struktur didapatkan momen tumpuan Ca = ℎ

� 𝑛𝑛 𝑌𝑌 𝑀𝑀𝑏𝑏 𝑌𝑌 𝜎𝜎 ′𝐸𝐸

= 140.75

�17,54 𝑌𝑌 21154810240 𝑌𝑌 1850

= 4,869 Diambil δ = 0 (tidak memerlukan tekan) untuk Ca = 4,869 dari tabel perhitungan lentur cara “n”, didapat :

ϕ = 2,827 > ϕo (OK) dan 100.n.ω = 4,621

Tulangan Tarik Luas tulangan yang diperlukan adalah A = ω x b x h

= 4,621100 𝑌𝑌 17,54

𝑌𝑌 240 𝑌𝑌 140,75

= 88,995 cm2 = 8899,5 mm2

Maka dipasang 20D25 (As= 9817,477 mm2)

+



Tulangan Samping Luas tulangan samping diambil sebesar 10% dari luas tulangan tarik (PBI 1971 9.3.5) A = 10% x A tulangan tarik

= 10% x 9817,477 = 981,7477 mm2

Maka dipasang 8D13 (As = 1061,858 mm2)

Cek jarak tulangan tarik Jarak tulangan sebesar St= 𝑏𝑏𝑏𝑏− 2𝑑𝑑− 𝑛𝑛𝑛𝑛

𝑛𝑛−1= 2400 − 2𝑌𝑌80 − 20𝑌𝑌25

20−1

= 91,58 mm > 30 mm (OK) Gunakan tulangan 1 baris Jadi dipasang 20D25 atau D25-90

sepanjang poer dalam arah x

Perhitungan Tulangan Arah Y Dari analisis struktur didapatkan momen tumpuan Ca = ℎ


= 138,25

�17,54 𝑌𝑌 21154810270 𝑌𝑌 1850

= 5,072 Diambil δ = 0 (tidak memerlukan tekan) untuk Ca = 5,072dari tabel perhitungan lentur cara “n”, didapat :

ϕ = 2,969 > ϕo (OK) dan 100.n.ω = 4,243


= 4,243100 𝑌𝑌 17,54

𝑌𝑌 270 𝑌𝑌 138,25

= 90,297 cm2 = 9029,7 mm2



= 10% x 9817,477 = 981,7477 mm2



𝑛𝑛−1= 2700 − 2𝑌𝑌80 − 20𝑌𝑌25

20−1


sepanjang poer dalam arah y

Kontrol retak Berdasarkan PBI 1971 pasal 10.7.1b retak yang diijinkan 0,01 cm. Dengan menggunakan Tabel 10.7.1 PBI 1971 maka didapatkan: ωp =

𝐴𝐴𝐵𝐵ℎ

= 8835 ,7292400 𝑌𝑌 1500

= 0,002454

Untuk balok persegi didapatkan koefisien C3 =1,5 ; C4 = 0,04 dan C5 = 7,5 Maka lebar retak yang terjadi akibat pembebanan tetap akibat beban kerja dihitung dengan rumus :

)(10.. 6543 cm

CdCcCwp

a

p

−

−

+=

ωσ

ωα

)(10002454,0

5,71850002454,0

2,3.04,08.5,11 6 cmw −

−

+=

w = - 0,07739 cm (nilai minus, lebar retak ~ 0) < 0,01 cm (OK)

Kontrol Geser Pons τbp = 𝑃𝑃

2 .( 𝐸𝐸+𝑏𝑏+2 ℎ𝑡𝑡) ℎ𝑡𝑡

= 958652 .( 0,9+0,9 + 2𝑌𝑌1,5).1,5

= 6657,29 kg/m2 = 0,6657 kg/cm2

τbpm = 1,3 √300 = 22,52 𝑏𝑏𝑘𝑘/𝑐𝑐𝑌𝑌2 Didapatkan hasil τbp < τbpm (OK)

Tebal Isian Beton Tebal isisan beton didefinisikan sebagai berikut :

cmPL 36,435574,9).(606,9

95865fc'D1).(D

=

+=

+=

ππ

Dapat dipakai tebal isisan beton 50mm

Kuat geser ϕRn = ϕf.r1.fu.A

= 0,75 x 0,5 x 4100 x 4,9087 = 7547,126 kg = 7,55 ton

Gaya geser yang diterima tiap tulangan :

tonnganjumalhtula

VV 4655,0183798,8max

=

=

=

Didapat V < ϕRn (OK)

Panjang penyaluran tulangan

cmxALd au 06,51350

27809087,407,0bk'

.07,0 =

=

=

σσ

Syarat : Ld > 0,0065.dp. σ'au Ld>0,0065x2,5x2780=43,4375 cm (OK)



Gambar penulangan poer breasting dolphin dapat dilihat pada Gambar 7.2

Gambar 7.2 – Detail penulangan poer breasting

dolphin 7.1.2 Perencanaan Pondasi

Pondasi yang digunakan untuk breasting dolphin dermaga curah batubara di Berau Kalimantan Timur ini adalah tiang pancang baja. 7.1.2.1 Data Spesifikasi Tiang Pancang

Pada perhitungan perencanaan ini, tiang pancang yang digunakan adalah tiang pancang baja yang memiliki ukuran diameter sebesar 609,6 mm dengan tebal 12 mm. Dengan asumsi tingkat korosi = 0,3 mm/tahun, maka untuk waktu perencanaan 10 tahun, tebal tiang yang digunakan adalah :12 - (0,3 x 10) = 8 mm. Mutu tiang pancang baja adalah BJ 52 (σijin = 2100 kg/cm2), dan pada ujung tiang digunakan sepatu tiang dengan perlindungan cast steel point pada ujung sepatu tiang. Untuk perlindungan terhadap korosi, tiang dilapisi dengan cat anti karat yang banyak mengandung seng (zinc-rich paint), disamping dilapisi juga dengan epoxy. Dari program SAP 2000 didapat gaya-gaya yang terjadi pada tiang pancang dibawah ini. Dari data-data pada tabel kemudian dicari kedalaman

untuk tiang pancang dari grafik antara daya dukung tiang dan kedalaman. Untuk tiang pancang miring juga direncanakan untuk memikul beban tarik sehingga yang diperhitungkan hanya daya lekat tiang saja (Qs). 7.1.2.2 Perhitungan kebutuhan kedalaman

tiang pancang Daya Dukung Tiang Pancang Akibat

Beban Vertikal. Perhitungan daya dukung tanah memakai perumusan Luciano Decourt

QL = QP + QS

Dimana : QL = Daya dukung tanah maksimum pondasi QP = Resistance ultimate di dasar pondasi

= α (Np x K) x Ap Np = harga rata-rata SPT di sekitar 4B diatas dan dibawah dasar tiang pondasi Harga K = Koefisien karakteristik tanah

• Untuk lanau berpasir : K = 25 t/m2 • Untuk lanau berlempung: K = 20 t/m2

QS = Resistance ultimate akibat tekana lateral = (Ns/3 + 1) x As Ns = harga rata-rata SPT sepanjang tiang pondasi terbenam

Tiang pancang berdiameter 60 cm (609,6 mm) Ap = luas penampang dasar tiang = ¼ x π x D2

= 0,291864 m2 As = luas selimut tiang

= 1,195115 m x depth m Dari hasil perhitungan analisa struktur

menggunakan SAP 2000 didapatkan beban rencana pada tiang pancang. Nilai beban rencana tersebut dapat dilihat pada Tabel 7.1. Penentuan kedalaman tiang pancang disesuaikan dengan kebutuhan beban rencana.

Tabel 7.1 – Output Gaya Dalam Tiang Pancang dari SAP 2000

Tipe Tiang

Tipe beban Beban Rencana

Miring

P (tekan) 97,5802 Ton P (tarik) 78,4812 Ton

M2 45.01241 Ton M3 45.74678 Ton.m V2 3,9761 Ton.m V3 8,4439 Ton

Defleksi U1 0,915 mm U2 8,672 mm

Hasil dari perhitungan SAP 2000 didapatkan hasil maksimum dari kombinasi beban, dengan

TIANG PANCANG BAJAØ609.6mm,t=12mm

BOULDER 30 TON

600

600 600600 600

2400

600

600

600

600

2400

1500D25-100D25-90

D25

12D28

SELIMUT BETONt=50 mm


8D25Ø12-100

MULTIPLEKSt=100 mm

BETON PENGISI TIANGØ12-100

10:1

24001200

1250



menggunakan SF = 3, maka bisa dicari untuk kedalaman tiang yang diperlukan : • Axial Force (tekan) = 97,5802 x 3

= 292,7406 • Axial Force (tarik) = 78,4812 x 3

= 235,4436 Dengan memplot ke kurva hubungan Ql dan Qs versus kedalaman yang ditampilkan pada Gambar 7.3

7.1.2.3 Kedalaman tiang pancang Dalam perencanaan struktur breasting

dolphin ini digunakan kedalaman tiang yang tergantung dari daya dukung tanah dasar. Untuk tiang pancang dengan gaya tekan 97,5802 ton maka dibutuhkan kedalaman tiang sekitar 48 meter dan untuk tiang pancang dengan gaya tarik 78,4812 ton maka dibutuhkan kedalaman tiang sekitar 48 meter.

Gambar 7.3 – Grafik daya dukung pondasi

7.1.2.4 Kontrol kekuatan bahan tiang pancang Asumsi kecepatan korosi = 0,3

mm/tahun. Korosi tiang diasumsikan terjadi sampai tiang ditumbuhi karang yaitu selama 10 tahun. Metode perawatan digunakan dengan menyediakan alokasi tebal tiang yang akan terkorosi yaitu setebal 3 mm.

Mu = fy x Z = 2100 x 3030 = 6363000 kg.cm = 63,63 ton.m

Kontrol tiang pancang Gaya dalam tiang pancang breasting dolphin perlu dikontrol Kontrol momen M

Mmax = 45.74678 ton.m < Mu (OK) Kontrol gaya horizontal (Hu)

Perhitungan daya dukung tiang terhadap beban lateral menggunakan cara Tomlinson dalam ”Daya DukungPondasi Dalam oleh Dr. Ir. Herman Wahjudi hal 55” :

𝐻𝐻𝑃𝑃 = 2𝑀𝑀𝑃𝑃𝑒𝑒 + 𝑍𝑍𝑓𝑓

= 2𝑌𝑌63,63

8 + 7= 8,484 𝑡𝑡𝑡𝑡𝑛𝑛

Hu yang terjadi V2 = 3,9761 ton < Hu (Ok) V3 = 8,4339 ton < Hu (Ok)

Kontrol Tegangan Tegangan pada tiang pancang dapat

dihitung dengan rumus sebagai berikut:

𝜎𝜎max = 𝑃𝑃𝐴𝐴

+ 𝑀𝑀𝑍𝑍

=97580,2 225,33

+ 4574678

3030

σmax = 1942,85 kg/cm2 < σijin = 2100 kg/cm2 (OK)

Kontrol Kuat Tekuk Besarnya gaya P axial maksimum

(Pkritis) terhadap buckling untuk fixed headed conditions adalah:

𝑃𝑃 cr = 𝜋𝜋2.𝐸𝐸. 𝐼𝐼

(𝑍𝑍𝑓𝑓 + 𝑒𝑒)2 =𝜋𝜋2. 2000000.101000

(700 + 600)2

= 1238664,552 kg = 1238,664 ton Pcr = 1238,664 ton > Pu = 292,7406 ton (OK)

7.1.2.5 Kontrol Tiang Tarik Untuk tiang pancang miring perlu

dilakukan control terhadap gaya tarik (P tarik) ke atas sebagai akibat adanya gaya lateral yang bekerja pada tiang miring. Daya dukung pondasi

0

10

20

30

40

50

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450

Keda

lam

an (m

)

Q (ton)Daya Dukung Tanah

Qs D60

Qall D60



maksimum akibat beban tarik ke atas dihitung dengan rumus :

Qu = (α2.Cu.Nc + 4.α.Cu.D) Dimana α = (n-1) S + d = [(4-1) x 1,2] + 0,6096

= 4,2096 m Cu = 10.NSPT = 10 x 32 = 320 kPa = 32 t/m2

(lanau berlempung) D = kedalaman tiang pancang = 48 m n = jumlah tiang dalam 1 group = 4 buah Qu = (4,20962.32 + 4.4,2096.32.48)

= 26430, 85 ton QL GROUP = QL (1 tiang) x n x Ce

Dimana Ce = koefisien efisiensi

= [ ])1)(1(2)1()1(...

1.1 −−+−+−− nmmnnmnmL

Bπ

= [ ] 758,0)12)(12(2)12(2)12(2.2.2.

1.7,24,21 =−−+−+−−π

QL GROUP = 235,4436 x 4 x 0,758 = 713,865 ton

Didapatkan daya dukung uplift (Qu) pada kedalaman rencana lebih besar dari gaya tarik tiang sebesar 235,4436 ton. Sehingga dapat disimpulkan bahwa tiang tidak tercabut akibat gaya tarik.

7.1.2.6 Defleksi akibat lateral load Defleksi keseluruhan sisi bawah struktur

atas dengan bagian atas tiang pancang besarnya disyaratkan maksimum 4 mm apabila struktur tersebut ditempati manusia.

Defleksi hasil SAP = U2 = 0,915 mm < 4 mm U3 = 8,672 mm > 4 mm

Defleksi yang terjadi pada struktur breasting dolphin ada yang memiliki nilai lebih dari 4 mm, namun hal ini diperbolehkan karena di atas breasting dolphin ini tidak ditempati manusia, walaupun ada manusia, tapi dia tidak akan lama diam di atas breasting dolphin.

7.1.2.7 Kalendering Perhitungan kalendering menggunakan

rumus Alfred Hilley Formula (1930). Berikut perhitungan kalendering yaitu : a) Tiang Pancang Tekan

Perhitungan kalendering menggunakan rumus Alfred Hilley Formula (1930) sebagai berikut :

Qu = P x SF = 97,5802 x 3 = 292,7406 ton α = efisiensi hydraulic hammer = 2,5 W = berat hammer (K35 = 3,5 ton) Wp = berat tiang pancang = 0,25.π.(D2-D1

2).LTiang.γs = 0,25.π.(60,962-58,562).4823,94.7,85.10-6

= 8,53 ton H = tinggi jatuh hammer

(diambil 2 m untuk kondisi normal) n = koefisien restitusi, untuk compact wood cushion on steel pile = 0,32 S = final set atau penetrasi tiang pada pukulan terakhir (rencana dari perhitungan) S’ = final set atau penetrasi tiang pada pukulan terakhir(saat pemancangan) C = total kompresi sementara C = C1 + C2 + C3 = 5+10+5 = 20 mm

292,7406 = 2,5𝑌𝑌7𝑌𝑌2

𝑆𝑆 + (0,5 𝑌𝑌 0,02)𝑌𝑌

7 + (0,322 𝑌𝑌 8,53)7 + 8,53

Didapat S = 0,012 m = 12 mm Jadi setting kalendering yang digunakan untuk tiang pancang tekan adalah 12 mm.

b) Tiang Pancang Tarik Perhitungan kalendering menggunakan

rumus Alfred Hilley Formula (1930) sebagai berikut :

Qu = P x SF = 78,4812 x 3 = 235,4436 α = efisiensi hydraulic hammer = 2,5 W = berat hammer (K35 = 3,5 ton) Wp = berat tiang pancang = 0,25.π.(D2-D1

2).LTiang.γs = 0,25.π.(60,962-58,562).4823,94.7,85.10-6

= 8,53 ton H = tinggi jatuh hammer

(diambil 2 m untuk kondisi normal) n = koefisien restitusi, untuk compact wood cushion on steel pile = 0,32 S = final set atau penetrasi tiang pada pukulan terakhir C = total kompresi sementara C = C1 + C2 + C3 = 5+10+5 = 20 mm

235,4436 =2,5𝑌𝑌3,5𝑌𝑌2

𝑆𝑆 + (0,5 𝑌𝑌 0,02)𝑌𝑌

3,5 + (0,322 𝑌𝑌 8,53)3,5 + 8,53

Didapat S = 0,017 m = 17 mm



Jadi setting kalendering yang digunakan untuk tiang pancang adalah 17 mm.

7.2 Perencanaan Mooring Dolphin 7.2.1 Perencanaan Poer

Pada poer mooring dolphin ini dianggap sebagai balok sekaligus sebagai pelat dengan dimensi: Jenis poer : poer ganda dengan 4 tiang pondasi Bentuk : segi empat dengan ukuran 2,4m x 2,4m Diameter tiang : 609,6 mm a) Momen poer

Untuk dapat mengetahui momen yang terjadi pada poer akibat beban yang telah dihitung sebelumnya pada Bab VI, maka dapat digunakan program bantu SAP 2000 dengan pemodelan struktur yang dapat dilihat pada Gambar 7.4.

Gambar 7.4. Pemodelan breasting dolphin 3D

pada SAP 200 b) Poer ganda mooring dolphin

Penulangan poer ganda dianalisis berdasarkan gaya-gaya maksimum yang bekerja pada tiang pancang pada poer dengan 4 tiang pancang.

Data-data perencanaan poer ganda mooring dolphin Lebar (b) = lx = 240 cm Panjang (l) = ly = 270 cm Tinggi (h) = 80 cm Selimut beton = 8 cm Momen poer = 56,53415 ton.m

= 5653415 kg.cm Perhitungan tinggi manfaat balok : Hx = Ht – d – 0,5D = 70,75 cm Hy = Ht – d – D – 0,5D= 68,25 cm

Perhitungan Tulangan Arah X Dari analisis struktur didapatkan momen tumpuan

Ca = ℎ


= 70,75

�17,54 𝑌𝑌 5653415240 𝑌𝑌 1850

= 4,734 Diambil δ = 0 (tidak memerlukan tekan) untuk Ca = 4,734dari tabel perhitungan lentur cara “n”, didapat :

ϕ = 2,733 > ϕo (OK) dan 100.n.ω = 4,9


= 4,9100 𝑌𝑌 17,54

𝑌𝑌 240 𝑌𝑌 70,75

= 47,4356 cm2 = 4743,56 mm2



= 10% x 4908,74 = 490,874 mm2



𝑛𝑛−1= 2400 − 2𝑌𝑌80 − 10𝑌𝑌25

10−1





= 68,25

�17,54 𝑌𝑌 5653415270 𝑌𝑌 1850


ϕ = 2,81 > ϕo (OK) dan 100.n.ω = 4,844


= 4,844100 𝑌𝑌 17,54

𝑌𝑌 270 𝑌𝑌 68,25

= 50,891 cm2 = 5089,1 mm2





= 10% x 5890,486 = 589,0486 mm2



𝑛𝑛−1= 2700 − 2𝑌𝑌80 − 12𝑌𝑌25

12−1

= 203,63 mm > 30mm Gunakan tulangan 1 baris

Jadi dipasang 12D25 atau D25-200 sepanjang poer dalam arah y

Kontrol retak Dengan menggunakan Tabel 10.7.1 PBI 1971 maka didapatkan: ωp =

𝐴𝐴𝐵𝐵ℎ

= 5890,486 2400 𝑌𝑌 800

= 0,00307

)(10.. 6543 cm

CdCcCwp

a

p

−

−

+=

ωσ

ωα

)(1000307,0

5,7185000307,0

2,3.04,08.5,11 6 cmw −

−

+=

w = -0,032 cm (nilai minus ~0) < 0,01 cm (OK)


2 .( 𝐸𝐸+𝑏𝑏+2 ℎ𝑡𝑡) ℎ𝑡𝑡

= 958652 .( 0,9+0,9 + 2𝑌𝑌1,5).1,5

= 6657,29 kg/m2 = 0,6657 kg/cm2



cmPL 36,435574,9).(606,9

95865fc'D1).(D

=

+=

+=

ππ

Dapat dipakai tebal isisan beton 50mm


= 0,75 x 0,5 x 4100 x 4,9087 = 7547,126 kg = 7,55 ton


tonnganjumalhtula

VV 279,0303798,8max

=

=

=


Panjang penyaluran tulangan cmxALd au 06,51

35027809087,407,0

bk'.07,0 =

=

=

σσ

Syarat : Ld > 0,0065.dp. σ'au Ld>0,0065x2,5x2780=43,4375 cm (OK)

Gambar penulangan poer mooring dolphin dapat dilihat pada Gambar 7.5.

Gambar 7.5. Detail penulangan poer mooring

dolphin 7.2.2 Perencanaan Pondasi

Pondasi yang digunakan untuk breasting dolphin dermaga curah batubara di Berau Kalimantan Timur ini adalah tiang pancang baja. 7.2.2.1 Data Spesifikasi Tiang Pancang 7.2.2.2 Perhitungan kebutuhan kedalaman

tiang pancang Dari hasil perhitungan analisa struktur

menggunakan SAP 2000 didapatkan beban rencana pada tiang pancang. Nilai beban rencana tersebut dapat dilihat pada Tabel 7.2. Penentuan


BOULDER 30 TON

600

600 600600 600

2400

600

600

600

600

2400

1250

800D25-200D25-200

D25

12D28



8D25Ø12-100

MULTIPLEKSt=100 mm


10:1

24001200



kedalaman tiang pancang disesuaikan dengan kebutuhan beban rencana.

Tabel 7.2. Output Gaya Dalam Tiang Pancang dari SAP 2000

Tipe Tiang


Miring

P (tekan) 64,157 Ton

P (tarik) 30,4168 Ton M2 18,4104 Ton M3 18,6535 Ton.m V2 3,759 Ton.m V3 3,5697 Ton


Hasil dari perhitungan SAP 2000 didapatkan hasil maksimum dari kombinasi beban, dengan menggunakan SF = 3, maka bisa dicari untuk kedalaman tiang yang diperlukan : • Axial Force (tekan) = 64,157 x 3

= 192,471 ton • Axial Force (tarik) = 30,4168 x 3

= 91,2504 ton Dengan memplot ke kurva hubungan Ql dan Qs.


dolphin ini digunakan kedalaman tiang yang tergantung dari daya dukung tanah dasar. Untuk tiang pancang dengan gaya tekan 64,157 ton maka dibutuhkan kedalaman tiang sekitar 42 meter dan untuk tiang pancang dengan gaya tarik 30,4168 ton maka dibutuhkan kedalaman tiang sekitar 28 meter.

7.2.2.4 Kontrol kekuatan bahan tiang pancang

Asumsi kecepatan korosi = 0,3 mm/tahun. Korosi tiang diasumsikan terjadi sampai tiang ditumbuhi karang yaitu selama 10 tahun. Metode perawatan digunakan dengan menyediakan alokasi tebal tiang yang akan terkorosi yaitu setebal 3 mm.


Kontrol tiang pancang Gaya dalam tiang pancang mooring dolphin perlu dikontrol

Kontrol momen M Mmax = 18,6535 ton.m < Mu (OK)

Kontrol gaya horizontal (Hu) Perhitungan daya dukung tiang terhadap

beban lateral menggunakan cara Tomlinson dalam ”Daya DukungPondasi Dalam oleh Dr. Ir. Herman Wahjudi hal 55” :


= 2𝑌𝑌63,63

8 + 7= 8,484 𝑡𝑡𝑡𝑡𝑛𝑛

Hu yang terjadi V2 = 3,759 ton < Hu (Ok) V3 = 3,5697 ton < Hu (Ok)

Kontrol Tegangan Tegangan yang terjadi akibat beban

aksial (P) dan momen (M) pada tiang yang didapat dari analisa SAP 2000 harus lebih kecil dari tegangan ijin tiang pancang (fy). Tegangan pada tiang pancang dapat dihitung dengan rumus sebagai berikut:

𝜎𝜎max = 𝑃𝑃𝐴𝐴

+ 𝑀𝑀𝑍𝑍

=64157225,33

+1865350

3030

σmax = 900,35 kg/cm2< σijin = 2100 kg/cm2

Kontrol Kuat Tekuk Besarnya gaya P axial maksimum

(Pkritis) terhadap buckling untuk fixed headed conditions adalah:


(𝑍𝑍𝑓𝑓 + 𝑒𝑒)2 =𝜋𝜋2. 2100000.101000

(700 + 100)2


7.2.2.5 Kontrol Tiang Tarik Untuk tiang pancang miring perlu

dilakukan control terhadap gaya tarik (P tarik) ke atas sebagai akibat adanya gaya lateral yang bekerja pada tiang miring. Daya dukung pondasi maksimum akibat beban tarik ke atas dihitung dengan rumus :

Qu = (α2.Cu.Nc + 4.α.Cu.D) Dimana

Qu = (4,20962.32 + 4.4,2096.32.48) = 26430, 85 ton

QL GROUP = QL (1 tiang) x n x Ce QL GROUP = 192,471 x 4 x 0,569 = 438,064 ton

Didapatkan daya dukung uplift (Qu) pada kedalaman rencana lebih besar dari gaya tarik tiang sebesar 192,471 ton. Sehingga dapat disimpulkan bahwa tiang tidak tercabut akibat gaya tarik.





Defleksi hasil SAP = U2 = 0,366 mm < 4 mm U3 = 1,956 mm < 4 mm

Defleksi yang terjadi pada struktur mooring dolphin ini memiliki nilai kurang dari 4 mm, jadi telah memenhuhi syarat.

7.2.2.7 Kalendering Perhitungan kalendering menggunakan

rumus Alfred Hilley Formula (1930). Berikut perhitungan kalendering yaitu : a) Tiang Pancang Tekan

Kemampuan daya dukung tiang pancang dapat dikontrol dengan menggunakn data kalendering. Perhitungan kalendering menggunakan rumus Alfred Hilley Formula (1930) sebagai berikut : Qu = P x SF = 64,157x 3 = 192,471 ton

192,471 = 2,5x3,5x2

S + (0,5 x 0,02) x 3,5 + (0,322 x 7,465)

3,5 + 7,465

Didapat S = 0,0254 m = 25,4 mm Jadi setting kalendering yang digunakan untuk tiang pancang adalah 25,4 mm. b) Tiang Pancang Tarik Qu = P x SF = 30,4168 x 3 = 91,2504 ton

91,2504 = 2,5𝑌𝑌3,5𝑌𝑌2

𝑆𝑆 + (0,5 𝑌𝑌 0,02)𝑌𝑌

3,5 + (0,322 𝑌𝑌 4,977)3,5 + 4,977

Didapat S = 0,0304 m = 30,4 mm Jadi setting kalendering yang digunakan untuk tiang pancang adalah 30,4 mm. 7.3 Perencanaan Radial Loading Coal

Struktur Radial Loading Coal ini merupakan struktur yang menjadi jalannya ban roda conveyor radial loading coal. Perencanaan struktur ini terdiri dari balok, poer dan tiang pancang.

Gambar 7.7. Pemodelan struktur RLC SAP 2000

7.3.1 Perencanaan Poer Poer RLC ini dianggap sebagai balok

sekaligus sebagai pelat dengan dimensi: Jenis poer : poer ganda dengan 2 tiang pondasi Bentuk : segi empat dengan ukuran 1,2 mx 2,4m Diameter tiang : 609,6 mm a) Momen poer

Momen yang harus mampu di terima poer berasal dari eksentrisitas gaya luar terhadap keberadaan tiang pancang di tambah momen pada ujung tiang sendiri.

b) Poer ganda radial loading coal Penulangan poer ganda dianalisis

berdasarkan gaya-gaya maksimum yang bekerja pada tiang pancang pada poer dengan 2 tiang pancang. Data-data perencanaan poer ganda RLC

Lebar (b) = lx = 120 cm Panjang (l) = ly = 240 cm Tinggi (h) = 120 cm Selimut beton = 8 cm Momen poer = 86,75618 ton.m




= 110,75

�17,54 𝑌𝑌8675618120 𝑌𝑌 1850


ϕ = 2,384 > ϕo (OK) dan 100.n.ω = 6,199


= 6,199100 𝑌𝑌 17,54

𝑌𝑌 120 𝑌𝑌 110,75

= 46,9696 cm2 = 4696,96 mm2

Maka dipasang 10D25 (As=4908,7385 mm2)




= 10% x 4908,7385 = 490,87385 mm2


Cek jarak tulangan tarik Jarak tulangan sebesar St = 𝑏𝑏𝑏𝑏− 2𝑑𝑑− 𝑛𝑛𝑛𝑛

𝑛𝑛−1= 1200 − 2𝑌𝑌80 − 10𝑌𝑌25

10−1





= 108,25

�17,54 𝑌𝑌 8675618240 𝑌𝑌 1850


ϕ = 3,51 > ϕo (OK) dan 100.n.ω = 3,158


= 3,158100 𝑌𝑌 17,54

𝑌𝑌 240 𝑌𝑌 108,25

= 46,7758 cm2 = 4677,58 mm2

Maka dipasang 10D25 (As=4908,7385 mm2)


= 10% x 4908,7385 = 490,87385 mm2



𝑛𝑛−1= 1200 − 2𝑌𝑌80 − 10𝑌𝑌25

10−1



Kontrol retak Dengan menggunakan Tabel 10.7.1 PBI 1971 maka didapatkan: ωp =

𝐴𝐴𝐵𝐵ℎ

= 4908,7385 1200 𝑌𝑌 1000

= 0,004091


)(10.. 6543 cm

CdCcCwp

ap

−

−

+=

ωσ

ωα

)(10004091,0

5,71850004091,0

2,3.04,08.5,11 6 cmw −

−

+=

w = 0,00072 cm < 0,01 cm (OK)


2 .( 𝐸𝐸+𝑏𝑏+2 ℎ𝑡𝑡) ℎ𝑡𝑡 = 58024 ,1

2 .( 0,9+0,9 + 2𝑌𝑌1,5).1,5

= 4029,45 kg/m2 = 0,4029 kg/cm2



cmPL 64,235574,9).(606,9

1,58024fc'D1).(D

=

+=

+=

ππ Dapat dipakai tebal isisan beton 50mm


= 0,75 x 0,5 x 4100 x 8,0424 = 12365,308 kg = 12,365 ton


tonnganjumalhtula

VV 967,06

8024,5max=

=

=



cmxALd au 63,83

350278004,807,0

bk'.

07,0 =

=

=

σσ

Syarat : Ld > 0,0065.dp. σ'au Ld > = 0,0065x3,2x2780=57,824 cm (OK) Detail penulangan poer RLC dapat dilihat pada Gambar 7.8.



Gambar 7.8. Detail penulangan poer RLC c) Poer ganda radial loading coal

Penulangan poer ganda dianalisis berdasarkan gaya-gaya maksimum yang bekerja pada tiang pancang pada poer dengan 4 tiang pancang.

Data-data perencanaan poer ganda breasting dolphin Lebar (b) = lx = 240 cm Panjang (l) = ly = 240 cm Tinggi (h) = 120 cm Selimut beton = 8 cm Momen poer = 164,4122 ton.m




= 110,75

�17,54 𝑌𝑌16441220240 𝑌𝑌 1850

= 4,346

Diambil δ = 0 (tidak memerlukan tekan) untuk Ca = 4,346 dari tabel perhitungan lentur cara “n”, didapat :

ϕ = 2,464 > ϕo (OK) dan 100.n.ω = 5,858


= 5,858100 𝑌𝑌 17,54

𝑌𝑌 240 𝑌𝑌 110,75

= 88,7717 cm2 = 8877,17 mm2



= 10% x 9817,477 = 981,7477 mm2



𝑛𝑛−1= 2400 − 2𝑌𝑌80 − 20𝑌𝑌25

20−1





= 108,25

�17,54 𝑌𝑌 16441220240 𝑌𝑌 1850


ϕ = 2,396 > ϕo (OK) dan 100.n.ω = 6,146


= 6,146100 𝑌𝑌 17,54

𝑌𝑌 240 𝑌𝑌 108,25

= 91,034 cm2 = 9103,4 mm2



600

600600

1200

600

600

600

600

2400

1250

1200D25-85D25-85

D25

12D28



8D25Ø12-100

MULTIPLEKSt=100 mm


10:1

24001200




= 10% x 9817,477 = 981,7477 mm2



𝑛𝑛−1= 2400 − 2𝑌𝑌80 − 20𝑌𝑌25

20−1




𝐴𝐴𝐵𝐵ℎ

= 9817,477 2400 𝑌𝑌 1000

= 0,004091

Untuk balok persegi didapatkan koefisien C3 =1,5 ; C4 = 0,04 dan C5 = 7,5 Maka lebar retak yang terjadi akibat pembebanan tetap akibat beban kerja dihitung:

)(10.. 6543 cm

CdCcCwp

ap

−

−

+=

ωσ

ωα

)(10004091,0

5,71850004091,0

2,3.04,08.5,11 6 cmw −

−

+=

w = 0,00072 cm < 0,01 cm (OK)


2 .( 𝐸𝐸+𝑏𝑏+2 ℎ𝑡𝑡) ℎ𝑡𝑡 = 58024 ,1

2 .( 0,9+0,9 + 2𝑌𝑌1,5).1,5

= 4029,45 kg/m2 = 0,4029 kg/cm2



cmPL 64,235574,9).(606,9

1,58024fc'D1).(D

=

+=

+=

ππDapat dipakai tebal isisan beton 50mm


= 0,75 x 0,5 x 4100 x 8,0424

= 12365,308 kg = 12,365 ton Gaya geser yang diterima tiap tulangan :

tonnganjumalhtula

VV 967,06

8024,5max=

=

=



cmxALd au 63,83

350278004,807,0

bk'.

07,0 =

=

=

σσ

Syarat : Ld > 0,0065.dp. σ'au Ld > 0,0065x3,2x2780=57,824 cm (OK)

Detail penulangan poer RLC dapat dilihat pada Gambar 7.9.

Gambar 7.9. Detail penulangan poer RLC

7.3.2 Perencanaan Pondasi 7.3.2.1 Data Spesifikasi Tiang Pancang 7.3.2.2 Perhitungan kebutuhan kedalaman

tiang pancang Dari hasil perhitungan analisa struktur

menggunakan SAP 2000 didapatkan beban rencana pada tiang pancang. Nilai beban rencana tersebut dapat dilihat pada Tabel 7.3. Penentuan kedalaman tiang pancang disesuaikan dengan kebutuhan beban rencana.


BOULDER 30 TON

600

600 600600 600

2400

600

600

600

600

2400

1250

1200D25-90D25-90

D25

12D28



8D25Ø12-100

MULTIPLEKSt=100 mm


10:1

24001200



Tabel 7.3. Output Gaya Dalam Tiang Pancang dari SAP 2000

Tipe Tiang


Miring

P (tekan) 58,0241 Ton M2 0,15304 Ton M3 42,87368 Ton.m V2 5,8024 Ton.m V3 ~ 0 Ton


Hasil dari perhitungan SAP 2000 didapatkan hasil maksimum dari kombinasi beban, dengan menggunakan SF = 3, maka bisa dicari untuk kedalaman tiang yang diperlukan : Axial Force (tekan) = 58,0241 x 3

= 174,0723 ton


dolphin ini digunakan kedalaman tiang yang tergantung dari daya dukung tanah dasar. Untuk tiang pancang dengan gaya tarik 77,1046 ton maka dibutuhkan kedalaman tiang sekitar 43 meter.

7.3.2.4 Kontrol kekuatan bahan tiang pancang

Asumsi kecepatan korosi = 0,3 mm/tahun. Korosi tiang diasumsikan terjadi sampai tiang ditumbuhi karang yaitu selama 10 tahun. Metode perawatan digunakan dengan menyediakan alokasi tebal tiang yang akan terkorosi yaitu setebal 3 mm.


Kontrol tiang pancang Gaya dalam tiang pancang breasting dolphin perlu dikontrol Kontrol momen M

Mmax = 42,87368 ton.m < Mu (OK) Kontrol gaya horizontal (Hu)

Perhitungan daya dukung tiang terhadap beban lateral menggunakan cara Tomlinson dalam ”Daya DukungPondasi Dalam oleh Dr. Ir. Herman Wahjudi hal 55” :


= 2𝑌𝑌63,6310 + 7

= 7,486 𝑡𝑡𝑡𝑡𝑛𝑛

Hu yang terjadi V2 = 5,8024 ton < Hu (Ok) V3 = 0 ton < Hu (Ok)

Kontrol Tegangan Tegangan pada tiang pancang dapat dihitung dengan rumus sebagai berikut: 𝜎𝜎max = 𝑃𝑃

𝐴𝐴+ 𝑀𝑀

𝑍𝑍 = 58024 ,1

225,33+ 4287368

3030

σmax = 1672,48 kg/cm2 < σijin = 2100 kg/cm2

Kontrol Kuat Tekuk Besarnya gaya P axial maksimum (Pkritis) terhadap buckling untuk fixed headed conditions adalah:


(𝑍𝑍𝑓𝑓 + 𝑒𝑒)2 =𝜋𝜋2. 2100000.101000

(700 + 500)2




Defleksi hasil SAP = U2 = 0,5403 mm < 4 mm (OK) U3 = 4,206 mm ~ 4 mm (OK) Defleksi yang terjadi pada struktur radial

loading coal memiliki nilai kurang dari 4 mm, jadi telah memenuhi syarat. 7.3.2.6 Kalendering

Perhitungan kalendering menggunakan rumus. Alfred Hilley Formula (1930) sebagai berikut : Qu = P x SF = 58,0241 x 3 = 174,0723 ton

174,0723 = 2,5𝑌𝑌7𝑌𝑌2

𝑆𝑆 + (0,5 𝑌𝑌 0,02)𝑌𝑌 7 + (0,322 𝑌𝑌 7,643)

7 + 7,643

Didapat S = 0,0286 m = 28,6 mm Jadi setting kalendering yang digunakan untuk tiang pancang adalah 28,6 mm.

7.3.3 Perencanaan Balok Struktur balok berfungsi sebagai jalannya

conveyor radial loading conveyor. Untuk merencanakan balok diperlukan gaya dalam yang ditampilkan pada Tabel 7.4. dibawah ini



Tabel 7.4. Gaya dalam rencana balok RLC Gaya Dalam Max Min Satuan Gaya Geser 27,8589 -15,013 Ton Gaya Aksial 0 0 Ton

Torsi 3,877 -5,404 Ton.m Momen 64,2368 42,87 Ton.m

a) Perhitungan Penulangan Balok radial

loading coal Data-data perencanaan poer ganda RLC

Tinggi balok (hb) = 100 cm Lebar balok (bb) = 120 cm Tebal selimut beton = 8 cm Momen balok = 1066,75517 ton.m

= 1106675517 kg.cm Perhitungan tinggi manfaat balok : Hx = Ht – d – 0,5D = 90,8cm Hy = Ht – d – D – 0,5D = 90,2 cm

Perhitungan Tulangan Lapangan Dari analisis struktur didapatkan momen tumpuan Ca = ℎ


= 90,8

�17,54 𝑌𝑌 4287368 120 𝑌𝑌 1850

= 4,9117 Diambil δ = 0,4 untuk Ca = 4,9117 dari tabel perhitungan lentur cara “n”, didapat :

ϕ = 3,110 > ϕo (OK) dan 100.n.ω = 4,529

Dihitung sebagai balok persegi Tulangan Tarik Luas tulangan yang diperlukan adalah A = ω x b x h

= 4,529100 𝑌𝑌 17,54

𝑌𝑌 120 𝑌𝑌 90,4

= 28,252 cm2 = 2825,2 mm2


Tulangan Tekan Luas tulangan yang diperlukan adalah A’ = δ x A

= 0,4 x 3619,11 cm2 = 1447,644 mm2



= 10% x 3619,11 = 361,911 mm2


Cek jarak tulangan tarik Jarak tulangan sebesar

St = 𝑏𝑏𝑏𝑏− 2𝑑𝑑−2𝜙𝜙− 𝑛𝑛𝑛𝑛𝑛𝑛−1

= 120 − 2𝑌𝑌8−2𝑌𝑌1,2− 8𝑌𝑌2,48−1

= 11,77 cm

Jadi dipasang 8D24 atau D24-100 sepanjang balok

Perhitungan Penulangan Tumpuan Dari analisis struktur didapatkan momen tumpuan Ca = ℎ


= 90,8

�17,54 𝑌𝑌 6423680120 𝑌𝑌 1850

= 4,03 Diambil δ = 0,4 untuk Ca = 4,03 dari tabel perhitungan lentur cara “n”, didapat :

ϕ = 2,390 > ϕo (OK) dan 100.n.ω = 6,94

Dihitung sebagai balok persegi Tulangan Tarik Luas tulangan yang diperlukan adalah A = ω x b x h

= 6,94100 𝑌𝑌 17,54

𝑌𝑌 120 𝑌𝑌 90,4

= 42,922 cm2 = 429220 mm2


Tulangan Tekan Luas tulangan yang diperlukan adalah A’ = δ x A

= 0,4 x 4523,89 cm2 = 1809,56 mm2



= 10% x 4523,89 = 452,389 mm2


Cek jarak tulangan tarik Jarak tulangan sebesar St = 𝑏𝑏𝑏𝑏− 2𝑑𝑑−2𝜙𝜙− 𝑛𝑛𝑛𝑛

𝑛𝑛−1= 120 − 2𝑌𝑌8−2𝑌𝑌1,2− 10𝑌𝑌2,4

10−1

= 8,62 cm Jadi dipasang 10D24 atau D24-85 sepanjang balok




𝐴𝐴𝐵𝐵ℎ

= 4523 ,89 1200 𝑌𝑌 1000

= 0,00377


)(10.. 6543 cm

CdCcCwp

a

p

−

−

+=

ωσ

ωα

)(1000377,0

5,7185000377,0

2,3.04,08.5,11 6 cmw −

−

+=

w = -0,0064 cm (nilai minus, lebar retak ~ 0) < 0,01 cm (OK)

Kontrol Dimensi Balok τb = 𝑛𝑛

𝑏𝑏𝑏𝑏 . 78.ℎ𝑏𝑏 = 27858 ,9

120𝑌𝑌78𝑌𝑌100

= 2,6532

Untuk h < b maka ψ =3+ 2,6

0,45+(𝑏𝑏 ℎ� ) = 3+ 2,6

0,45+(120100� )

= 4,575

τib = 𝜓𝜓 .𝑀𝑀𝑦𝑦𝑃𝑃𝑛𝑛𝑡𝑡𝑑𝑑𝑀𝑀𝑏𝑏𝑏𝑏2. ℎ𝑏𝑏

= 4,575.5404001202.100

= 1,717

τb + τib = 2,6532 + 1,717 = 4,3702 kg/cm2 τm = 1,62 √350 = 30,307 𝑏𝑏𝑘𝑘/𝑐𝑐𝑌𝑌2 Didapatkan hasil τb + τib < τm (OK)

Penulangan Geser Tegangan beton yang diijinkan berdasarkan PBI 1971 tabel 10.4.2 • Untuk pembebanan tetap :

τbt = 1,08 √350 = 10,205 kg/cm2 • Untuk pembebanan sementara :

τbs = 1,70 √350 = 31,804 kg/cm2

τb + τib = 4,3702 kg/cm2 < τbt Dipasang tulangan geser minimum yaitu luas As As = 3.𝑏𝑏 .𝐸𝐸𝑎𝑎

𝜎𝜎𝐸𝐸𝑃𝑃

as = 𝐴𝐴𝑎𝑎.𝜎𝜎𝐸𝐸𝑃𝑃3.𝑏𝑏

= 2,262𝑌𝑌27803 𝑌𝑌 120

= 17,468 cm Pakai as 10 cm

Panjang penyaluran tulangan Untuk tulangan tarik diambil

cmxALd au 63,83

350278004,807,0

bk'.

07,0 =

=

=

σσ

Syarat : Ld > 0,0065.dp. σ'au

Ld > 0,0065x3,2x2780=57,824 cm (OK) Untuk tulangan tekan diambil

cmxdLd au 796,42

35027802,309,0

bk'.

09,0 =

=

=

σσ

Syarat : Ld > 0,005.dp. σ'au Ld > 0,005x3,2x2780=44,48 cm (OK)

Detail penulangan dapat dilihat pada Gambar 7.11.

Penulangan Tumpuan

Penulangan Lapangan

Gambar 7.11. Detail penulangan balok RLC

BAB VIII PERENCANAAN PENGERUKAN

8.1 Umum Langkah-langkah dalam merencanakan

suatu pengerukan yaitu sebagai berikut: 1. Menentukan peralatan yang digunakan 2. Menghitung produktivitas 3. Merencanakan metode Pelaksanaan

8.2 Menentukan Peralatan Pengerukan Dalam menentukan peralatan yang

digunakan dalam pengerukan ada beberapa hal

5D25

1500

5D25

10D25

2Ø10-12515002000

2Ø10-125 Ø10-905D25

10D25

8D25

1000

1200

10D25

5D25

1000

1200

5D25

8D25



yang diperhatikan. Beberapa hal yang menjadi pertimbangan perencanaan adalah:

1. Volume pekerjaan 2. Jenis material 3. Kedalaman perairan 4. Tempat pembuangan material

8.2.1 Perhitungan Volume Material Pada bab V dijelaskan perbandingan kondisi

eksisting dengan kebutuhan fasilitas dermaga, dimana pada kolam putar dermaga perlu dilakukan adanya pengerukan mengingat kebutuhan kedalaman nominal bulk coal barge 5000 DWT yaitu -5.00mLWS sedangkan kolam putar yang ada mencapai kedalaman -3.00mLWS. Selain itu pembangunan dermaga ini diharapkan tidak mengganggu aktivitas pelayaran kapal dermaga lain. Jadi lebar alur pelayaran didepan dermaga perlu diperlebar sehingga saat kapal bertambat pada dermaga ini, kapal lain dapat melewati dermaga ini tanpa berhenti. Layout pengerukan dapat dilihat secara jelas pada Gambar 8.1. dan Gambar 8.2.

Untuk menentukan volume pengerukan ini bisa dilakukan dengan membagi areal kolam pelabuhan menjadi beberapa pias. Setiap pias dibuatkan cross sectionnya agar mempermudah menghitung volume kerukan. Volume pengerukan total adalah total akumulasi dari volume seluruh pias yang ada. Bila Gambar 8.2. memperlihatkan area yang harus dikeruk, maka dibuat potongan melintang tiap-tiap pias.

Tabel 8.1. Kebutuhan volume pengerukan Potongan A Arata2 Jarak Volume

I-I 0 II-II 5.235 2.6175 30 78.525

III-III 22.355 13.795 30 413.85 IV-IV 37.62 29.9875 30 899.625 V-V 40.075 38.8475 30 1165.43

VI-VI 96.085 68.08 30 2042.4 VII-VII 89.69 92.8875 30 2786.63

VIII-VIII 88.16 88.925 30 2667.75 IX-IX 82.48 85.32 30 2559.6 X-X 97.545 90.0125 30 2700.38

XI-XI 89.825 93.685 30 2810.55 XIIkr-XIIkr 30.05 59.9375 30 1798.13 XIIkn-XIIkn 30.99 30.52 30 915.6

XIII-XIII 35.325 33.1575 30 994.725 XIV-XIV 37.585 36.455 30 1093.65 XV-XV 37.35 37.4675 30 1124.03

XVI-XVI 34.285 35.8175 30 1074.53 XVII-XVII 28.055 31.17 30 935.1

XVIII-XVIII 88.16 58.1075 30 1743.23

volume total (m3) 27803.7

Dengan demikian volume pengerukan awal yang diperlukan adalah sebesar 18171,3 m3. Karena tanah bisa memuai (swelling) koefisien tanah untuk lempung adalah 0,07. Volume total galian = 1,07 x 27803,7 m3 = 29749,959 m3. 8.2.2 Jenis Material

Dari data stratigrafi tanah diketahui bahwa sampai kedalaman -50.00 m dari river bed jenis tanah pada Sungai Segah ini adalah lanau kelempungan. Walaupun volume keruk tidak begitu besar, namun material yang perlu dikeruk merupakan tanah lunak yang perlu penanganan khusus. Walaupun volume total galian < 500000 m3, pilihan alat keruk hidraulis yaitu cutter dredrger section ini dipilih. Mengingat tanah dasar sungai yang dikeruk memiliki material berbutir kecil yang cohesive yaitu lanau kelempungan.

A RT

U A

-14.00

-12.00

-9.00

II

IIIBULK COAL BARGE 5000 DWT

III

IIIIV

VVI

VIIVIII

IXX

XI XII

III

IIIIV

VVI

VIIVIII

IXX

XIXII kr XII kn

XIIIXIV

XVXVI

XVIIXVIII

XIIIXIV

XVXVI

XVIIXVIII

-13.00

-13.00

-1.00

-1.00

-2.00-5.00

-8.00-9.00

-1.00-6.00-1.00

-5.00

-10.00

-10.00-5.00-0.00

-0.00

-0.00

-13.00

-15.00

-13.00

-14.00

-10.00

-13.00-14.

00-15.

00

-16.

00

-17.

00-18.

00

-7.00



Gambar 8.3. Cutter Suction Dredger

8.2.3 Kedalaman Perairan Pekerjaan pengerukan dilakukan pada

areal kolam putar di perairan Sungai Segah. Dari data yang ada, diketahui kedalaman perairan adalah kurang dari -5.00 mLWS. Karena kedalaman yang tidak begitu dalam, maka kedalaman tidak begitu menjadi kendala untuk draft kapal. Karena kapal keruk tipe Cutter Suction Dredger 400CBM ini memiliki draft maksimum sebesar 1,3 meter. Sehingga penggunaan alat keruk tipe ini menjadi pilihan.

8.2.4 Tempat Pembuangan Material Material hasil kerukan tidak digunakan

untuk material reklamasi, melainkan dibuang pada lokasi yang tidak memungkinkan kembali ke lokasi kerukan dan tidak menyebabkan kerusakan lingkungan maupun gangguan bagi lalu lintas perairan. Lokasi yang cocok untuk tempat pembuangan material hasil kerukan pada lokasi ini adalah perairan yang dalam atau diletakkan pada tepi daratan yang berdekatan dengan Sungai saat mengeruk sisi selatan Sungai Segah.

8.3 Produktivitas Alat Keruk Produktivitas dihitung dengan satuan

m3/jam. Urutan perhitungan produktivitas dari proses pengerukan adalah:

1. Produktivitas kapal keruk 2. Produktivitas barge 3. Waktu pengerukan

8.3.1 Produktivitas kapal keruk Produktivitas alat telah dibuat berdasarkan

spesifikasi kemampuan mesin dan keseluruhan bagian perlatan yang dapat dilihat secara detail pada Tabel 8.2.

Tabel 8.2. Spesifikasi kapal keruk Cutter Suction Dredger

Deskripsi Cutter Section Dredger Tahun Produksi 2009 Kapasitas 1000 m3/jam Mud Pump 300 – 400 mm Power 720 kW Generator 24 kw LOA 38 m Operaton System

Hydraulic and Electricity

Breadth 5,5 m Draft max 1,3 m Dredging Depth 18 m

Dalam pengerukan hidraulik, besar prosentase dalam slurry sebanyak 40% dan prosentase air 60%. Jadi dari produktivitas alat keruk, produktivitas dari pengerukan butiran tanah sebesar 40% dari 1000m3/ jam yaitu 400m3/jam. 8.3.2 Produktivitas Barge

Untuk memobilisasi material hasil kerukan, digunakan split-type hopper barge dengan kapasitas 850m3 jam. Spesfikasi barge ditunjukkan pada Tabel 8.3. Tabel 8.3. Spesifikasi Hopper Barge

Kapasitas 850 m3 LOA 58,5 m Breadth 12 m Draft max 3,8 m Kecepatan 9,2 knot = 4,6 m/s

Produktivitas Barge ditentukan oleh kapasitas angkut, manuvering time, dan unloading time.

Manuvering Time Manuvering time dari barge (mt) : diambil sebesar 5 menit = 0,12 jam

Travelling Time Jarak pembuangan + 65 km dari lokasi pengerukan. Dengan kecepatan 4,6 m/s. Maka waktu perjalanan dari barge = t = 65000

4,6 = 14130,434 detik

= 3,925 jam ~ 4 jam Jadi total travelling time untuk barge bolak-balik menuju lokasi pengerukan : 2t = 8 jam



Unloading Time Waktu pengosongan hopper (ut) dengan tipe split relative singkat yaitu butuh waktu 10 detik = 0,00278 jam

Total Time Total time = mt + 2t + ut

= 0,12 + 8 + 0,00278 jam = 8,12278 jam

Waktu untuk proses pembuangan material kerukan

Total Produksi Produksi untuk 1 unit hopper barge dapat ditentukan sebagai berikut : Q = Kapasitas barge / total time

= 850 / 4 = 212,5 m3/jam Jadi untuk dapat membuang material hasil pengerukan dibutuhkan :

n = 𝑄𝑄 𝑑𝑑𝑀𝑀𝑒𝑒𝑑𝑑𝑘𝑘𝑒𝑒𝑄𝑄 𝑏𝑏𝐸𝐸𝑀𝑀𝑘𝑘𝑒𝑒

= 400212,5

= 1,88 ~ 2 buah.

Waktu Pengerukan Dalam pelaksanaannya, produksi ini tidak

mungkin dapat dicapai karena ada bebrapa pengaruh dari luar. Untuk itu harus dikoreksi untuk mendapatkan nilai produksi yang cukup mewakili. Bila diasumsikan jam kerja untuk satu hari diambil 4 jam, maka waktu efektive pengerukan adalah:

Faktor Kelambatan (fd) Faktor kelambatan diambil karena adanya

kemungkinan pekerjaan yang terhenti karena faktor lalu lintas (ft) dan faktor cuaca (fw). Waktu yang hilang akibat lalu lintas diperkirakan 1 jam mengingat padatnya arus pelayaran di Sungai Segah. Sedangkan untuk akbat cuaca diperkirakan sebesar 15 menit. ft= 𝑗𝑗𝐸𝐸𝑌𝑌 𝑏𝑏𝑒𝑒𝑀𝑀𝑗𝑗𝐸𝐸 𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝐸𝐸𝑡𝑡 −𝑦𝑦𝑀𝑀𝑒𝑒𝑑𝑑𝑑𝑑𝑏𝑏𝑎𝑎𝑑𝑑 𝑤𝑤𝐸𝐸𝑏𝑏𝑡𝑡𝑃𝑃 ℎ𝑑𝑑𝑡𝑡𝐸𝐸𝑛𝑛𝑘𝑘 𝐸𝐸𝑏𝑏𝑑𝑑𝑏𝑏𝐸𝐸𝑡𝑡 𝑡𝑡𝐸𝐸𝑡𝑡𝑃𝑃 𝑡𝑡𝑑𝑑𝑛𝑛𝑡𝑡𝐸𝐸𝑎𝑎

𝑗𝑗𝐸𝐸𝑌𝑌 𝑏𝑏𝑒𝑒𝑀𝑀𝑗𝑗𝐸𝐸 𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝐸𝐸𝑡𝑡

= 4−14

= 0,75

fw=𝑗𝑗𝐸𝐸𝑌𝑌 𝑏𝑏𝑒𝑒𝑀𝑀𝑗𝑗𝐸𝐸 𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝐸𝐸𝑡𝑡 −𝑦𝑦𝑀𝑀𝑒𝑒𝑑𝑑𝑑𝑑𝑏𝑏𝑎𝑎𝑑𝑑 𝑤𝑤𝐸𝐸𝑏𝑏𝑡𝑡𝑃𝑃 ℎ𝑑𝑑𝑡𝑡𝐸𝐸𝑛𝑛𝑘𝑘 𝐸𝐸𝑏𝑏𝑑𝑑𝑏𝑏𝐸𝐸𝑡𝑡 𝑐𝑐𝑃𝑃𝐸𝐸𝑐𝑐𝐸𝐸𝑗𝑗𝐸𝐸𝑌𝑌 𝑏𝑏𝑒𝑒𝑀𝑀𝑗𝑗𝐸𝐸 𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝐸𝐸𝑡𝑡

= 4−0,254

= 0,9375 fd = ft x fw = 0,75 x 0,9375 =0,703125 ~ 0,7

Faktor Operasional (fa) Faktor operasional diambil dari Tabel 7.2 –

Dredging and Dredging Equipment (de Heer dan Rochmanhadi, 1989). Untuk pengaruh tata laksana yang baik dan pengaruh crew yang baik, didapat faktor operasional pada cuaca baik sebesar 0,82.

Faktor Mekanis (fm) fm = 1 (tidak ada reduksi berhubung kapal keruk berumur < 5tahun).

Produktivitas Faktor Mekanis (fm) P = Pmax.fd.fa.fm

= 400 x 0,7 x 0,82 x 1 = 229,6 m3/jam.

Lama Waktu Pengerukan t = V / P

= 29749,959 m3 / 229,6 m3/jam = 129,6 jam ~ 130 jam = 32,5 hari kerja = 33 hari kerja

BAB IX

ANALISIS STABILITAS TANAH DASAR LAPANGAN PENUMPUKAN BATUBARA

9.1 Gambaran Umum

Gambar 9.1 – Stockyard batubara di Berau,

Kalimantan Timur

9.2 Data Perencanaan Batubara yang datang dari lokasi tambang

akan dipecah menjadi ukuran-ukuran tertentu, yang hasil pemecahan batubara diletakkan pada area lapangan penumpukan. Lapangan

Lokasi Pengerukan

BargeLokasi Pembuangan

tm = 0,12 jam

t = 4 jam

t + ut = 4,00278 jam



penumpukan batubara ini memiliki data-data perencanan sebagai berikut : Kemiringan lereng timbunan = 1:2 H timbunan = 10 meter Material timbunan = batubara γ timbunan = 1,4 t/m3

C = 0 Ø = 40-45o

Besarnya tanah dasar yang dianalisis hingga tanah dasa yang memiliki kepadatan medium hingga stiff. Jadi tanah dasar diperhitungkan adalah tanah dasar dengan kedalaman hingga 46 m dengan kepadatan tanah medium. Substratum atau tanah keras yang berupa kerikil dengan kepadatan dense berada tepat dibawah tanah dasar yang diperhitungkan.

9.3 Analisis Kestabilan Tanah Dasar Timbunan batubara yang cukup tingg yaitu

10 meter ini perlu diperhitungkan kestabilitasan tanah dasar dalam menahan beban timbunan tersebut. Analisis kestabilitasan dapat menggunakan progam bantu xstable.

Gambar dibawah ini menjelaskan bahwa bidang longsor mengenai lapisan tanah dasar ke-2 dan angka kemanan akibat beban timbunan yang ada SF 0,768 < 1, yang menunjukkan ini cukup berbahaya. Sehingga perlu adanya perbaikan tanah dasar agar angka keamanan rencana dapat bertambah dan semakin aman.

Gambar 9.3 – Bidang longsor pada area stockyard

hasil x-stable.

9.4 Perhitungan Settlement 9.4.1 Immediate Settlement

Sehingga besar immediate settlement yang terjadi akibat timbunan 10 m pada tanah dasr

lapangan penumpukan adalah jumlah total dari Si yang terjadi pada masing-masing layer, yaitu sebesar 1,56 m.

9.4.2 Primary Consolidation (Sc) Perhitungan primary consolidation (Sc)

ini menggunakan prinsip long term condition, yaitu menggunakan harga-harga efektif baik tanah kohesif maupun tanah non kohesif yang posisinya berada dibawah muka air. Berikut tahapan perhitungan primary

Berhubung tanah lapisan pertama adalah tanah non-kompressible, maka tidak terjadi pemampatan primer. Namun lapisan tanah yang kohesive dan kompressible pada kedalaman 2-30 m perlu dihitung. Total primary consolidation sebesar 2,492m. 9.4.3 Total Konsolidasi Total konsolidasi yang terjadi adalah Total konsolidasi : Si + Sc

= 1,528 + 2,492 = 4,02 meter. Jadi total konsolidasi akibat beban timbunan 10 meter didapatkan 4,02 meter. Hal ini cukup berbahaya apabila settlement masih berlangsung saat kegiatan operasional. Maka dibutuhkan metode perbaikan tanah dasar ataupun perkuatan tanah dasar lapangan penumpukan untuk kestabilitasan tanah dasar. 9.5 Perhitungan Waktu Konsolidasi Tabel 9.3.. Data parameter tanah titik bor B-2

Kedalaman (m)

Jenis Tanah Tebal

Lapisan (cm)

Cv (cm2/dtk)

Cv gab

(cm2/dtk)

6

Lanau kelempungan sangat lunak

600 0.0001

0.000229

3 300 0.0005

3 300 0.0001

6 600 0.0005

3 300 0.0001

7 700 0.0008

Diasumsikan tegangan air porinya merata (homogen), sehingga untuk U = 90% maka Tv = 0,848 dan untuk U = 50% maka Tv = 0,197 (Tabel 5.1, Teknik Reklamasi, Prof. Herman).

Lapisan no.1

Timbunan Batubara

Lapisan no.2

Lapisan no.3

Lapisan no.4

Lapisan no.5

Lapisan no.6

Lapisan no.7

Lapisan no.8

Lapisan no.9

SF = 0,768 R = 27.33 m

MR = 2623 ton.m



Dan untuk lapisan tanah 1 pada titik bor B-1, arah aliran air drainage-nya adalah dua arah yaitu air mengalir dalam proses konsolidasi kedalam dua arah yaitu atas dan bawah, sehingga Hdr = ½.H

Dengan menggunakan asumsi tegangan air pori merata sehingga harga Tv dapat diperoleh dari Tabel 2.8. adalah: U = 10%, maka didapat Tv = 0,008 Hdr= 28 meter = 2800 cm Sehingga didapat waktu konsolidasi untuk derajat konsolidasi U = 10% adalah sebesar:

t = 0.008×(2800/2)2

(0.000229×3600×24×30×12) = 2.2 tahun

Untuk derajat konsolidasi lainnya dapat dilihat pada Tabel 9.4.

Tabel 9.4. Hasil perhitungan waktu konsolidasi untuk masing-masing derajat konsolidasi di bawah

tanah dasar lapangan penumpukan

Derajat Konsolidasi

(U%)

Faktor Waktu (Tv)

Lama konsolidasi

(Tahun)

0 0 0 10 0.008 2,2 20 0.031 8,5 30 0.071 19,5 40 0.126 34,7 50 0.197 54,2 60 0.287 78,9 70 0.403 110,9 80 0.567 156,0 90 0.848 233,3

100 - -

Dari Tabel 9.3 dapat dilihat bahwa untuk menghilangkan semua settlement yang terjadi (derajat konsolidasi 90%) dibutuhkan waktu selama 233,33 tahun. Bila settlement ini tidak dihilangkan, bisa mempengaruhi kestabilitasan timbunan diatasnya. Sehingga diperlukan pemasangan PVD (Prefabricated Vertical Drain) yang terbuat dari material yang porous yang dibuat di pabrik dengan sistem drainase vertical. Penggunaan PVD ini diharapkan untuk mempercepat proses konsolidasi dan diharapkan pada saat Perusahaan Batubara di Kalimantan

Timur ini beroperasi, konsolidasi tidak terjadi lagi sehingga tidak mengganggu kegiatan operasional meskipun dalam jangka waktu yang panjang.

9.6 Perencanaan Vertical Drain 9.6.1 Data Perencanaan PVD

Adapun data-data yang digunakan dalam perencanaan PVD adalah sebagai berikut: • Waktu konsolidasi yang direncanakan (t)

adalah selama 1 tahun. • Urata-rata yang direncanakan = 90% • Jenis PVD yang digunakan adalah

Colbondrain CX1000 (PT. Tetrasa Geosinindo) dengan dimensi 0.5 cm x 10 cm a = panjang PVD = 10 cm b = lebar PVD = 0,5 cm dw = ekivalen diameter PVD

= (a+b)/2 = (10+0,5)/2 = 5,25 cm • Pola pemasangan PVD

- Bujur Sangkar : D = 1,05 x S - Segitiga : D = 1,13 x S

9.6.2 Menentukan Jarak PVD Dari data-data tersebut diatas, maka

perhitungan jarak atau spacing PVD adalah sebagai berikut: a) Perhitungan Ch

Ch = Cr = �KhKv�×Cv

Dimana: KhKv

= 2 Ch gabungan = 2 x Cv gabungan

= 2 x 0,000229 = 0,000458 cm2/dtk

b) Perhitungan Uv Dengan menggunakan grafik korelasi

antara Cv, t, U dan Hd (J.P. BRU, 1983) dari buku Teknik Reklamasi (Prof. Herman Wahyudi) halaman 66 didapatkan Uv sebesar 5% (lihat Gambar 9.4.).

c) Perhitungan Uh

U = [1-(1-Uh)(1-Uv)]×100%

Uh = �1-(1-U)

(1-Uv)� ×100%

Uh = �1-(1-0.9)

(1-0.05)�×100% = 89.474%

d) Perhitungan spacing PVD dengan formasi bujur sangkar.



Dengan menggunakan grafik perhitungan spacing antar PVD oleh J.P, Magnan (Teknik Reklamasi, Prof. Herman, Hal. 94), didapatkan diameter pengaruh D = 0,9 m (formasi bujur sangkar). • Pola Bujur Sangkar :

S = 901.05

= 85,714 ≈ 90 m • Pola Segitiga :

S = 90

1.13 = 79,646 ≈ 80 m

Pada perencanaan ini diputuskan menggunakan waktu tunggu 1 tahun dengan asumsi tidak ada pembatasan waktu sehingga diambil waktu maksimal PVD dapat bekerja dan pola yang dipakai adalah pola segitiga dengan alasan lebih cepat dilaksanakan karena dalam satu posisi crawler crane dapat langsung memasukkan 3 titik PVD. Crane hanya digerakkan serong sedikit kanan dan ke kiri. Dan PVD yang akan dipasang dilapangan dengan jarak 80 cm (Gambar 9.7)

9.6.4 Menentukan Kedalaman PVD Besar kedalaman PVD terpasang yang

diperlukan untuk mengatasi penurunan akibat konsolidasi tanah, dalam perencanaan ini dipasang sampai kedalaman tanah compressible, yaitu N-SPT < 20 (lihat Gambar 2.13.). Jadi kebutuhan kedalaman PVD yaitu hingga kedalaman 28 m,karena hingga kedalaman 34 m lebih N-SPT tanah dasar pada lapangan penumpukan ini mencapai 22. Sedangkan tanah yang kompressible hingga kedalaman 28 m. Jadi pakai kedalaman PVD 28m.

Dari perhitungan dapat diketahui menggunakan kedalaman PVD hingga 26 m didapat rate of settlement untuk 10 tahun sebesar 0,763 cm/tahun. Hal ini menunjukkan kurang dari 1,5 cm/tahun. Jadi kedalaman PVD hingga 28 meter sudah sesuai.

Gambar 9.7. Pemasangan PVD Pola segitiga

9.7 Perencanaan Micropile Berdasar perhitungan analisis stabilitas

sebelumnya didapatkan SF<1. Oleh karena itu tanah dasar perlu diperkuat dengan menggunakan salah satunya cerucuk. Selain untuk memprekuat tanah dasar, cerucuk dapat difungsikan sebagai pemotong bidang gelincir. Cerucuk terdiri dari berbagai bahan, kayu atau beton.

Berhubung bidang gelincir dengan jari-jari 27,33 meter, mengenai hingga lapisan tanah ke-2 sedalam hamper 8meter. Sedagkan kayu dalam pasaran hanya tersedia hingga 5 meter. Maka dapat digunakan cerucuk beton atau sering disebut Micropile

9.7.1 Penentuan Momen Resistance Tambahan (Akibat Adanya Cerucuk)

Hasil analisis xstable menunjukkan : SF = 0,768 Radius = 27,33 m MR = 2623 ton.m SF rencana = 1,25 Maka MD = MR/SF = 2623 / 0,768

= 3415,36 ton.m ∆MR = (SF Rencana x MD ) – MR

= (1,25 x 3415,36) – 2623 = 1646,2 ton.m

∆MR ini merupakan momen resistance tambahan yang dibutuhkan untuk dapat mencapai SF Rencana, yang nantinya dihasilkan dengan adanya cerucuk.

9.7.2 Data Perencanaan Micropile Spesifikasi micropile dari PT.Elemindo Beton Perkasa :

Dimensi micropile : 25 x 25 cm Dimensi tulangan : 16 mm Dimensi sengkang : 13 mm Berat : 156,25 kg/m2 Tegangan tarik ijin : σall = 79,9 ton Mutu beton : fc’ = 35 MPa Modulus elastisitas beton : Ec = 4700 x√𝑓𝑓𝑐𝑐′ : 27805,575 MPa σlt : σall / A :148,5 / (25x25) = 127,84 kg/cm2 0,8 m

0,8 m

Lapisan no.1

Timbunan Batubara

Lapisan no.2

Lapisan no.3

12

Pasir (Sand Blanket)

0,8 m



9.7.3 Perhitungan Kekuatan 1 Tiang Micropile terhadap Gaya Horisontal Yang dimaksud gaya horizontal disini

adalah adalah Momen dorong yang bekerja berlawanan arah Momen Resistance dari tanah itu sendiri.

Maka faktor kekuatan relative (T) : (E.I/f)1/5 Menghitung faktor kekuatan relative, T

= ((278055,75 x 32552,08) / 0,04) 1/5 = 186,608 cm

𝑀𝑀𝑌𝑌𝐸𝐸𝑌𝑌 1 𝑌𝑌𝑑𝑑𝑐𝑐𝑀𝑀𝑡𝑡𝑦𝑦𝑑𝑑𝑡𝑡𝑒𝑒 = 𝜎𝜎 𝑡𝑡𝑡𝑡𝑌𝑌 𝑊𝑊

Menghitung momen maksimum yang mampu dipikul oleh micropile, Mmax

= 127,84 x (32552,08/12,5) = 332916,667 kg.cm

Gaya lateral maksimum 1 micropile, P

Menghitung gaya horizontal yang mampu ditahan oleh micropile, P

P = Mmax / (Fm.T) = 332916,667 / (1 x 186,608) = 2725,345 kg = 2,73 ton

9.7.4 Perhitungan Kebutuhan Jumlah Micropile

𝑛𝑛 = ∆MR𝑃𝑃 max 𝑌𝑌 𝑅𝑅

= 1646 ,2 2,73 𝑌𝑌 27,33

= 22,06 = 23

buah/m Jadi untuk memperkuat tanah dasar sehingga tidak terjadi longsor (SF =1,25), maka jumlah micropile yang digunakan 23 buah/m’

9.7.5 Total Panjang Micropile Kebutuhan panjang micropile harus dapat

memotong bidang gelincir, sehingga tidak terjadi longsor. Panjang micropile yang dibutuhkan:

- Tinngi bidang gelincir dibawah timbunan dan diatas bidang longsor maksimum : 7,5 m

- Panjang micropile dibawah bidang longsor untuk keamanan : 1,5 m

- Maka panjang micropile yang dibutuhkan : 7,5 + 1,5 = 9 m

9.7.6 Jarak Pemasangan Micropile Jarak pemasangan micropile dipasang per

meter larri. Dengan jarak antar micropile arah memanjang : L = bidang kontak lapisan tanah paling atas

dengan timbunan dalam bidang gelincir = 37,9 m

s = sisi micropile = 25 cm D = jarak tepi = 0,5 x s = 0,25 x 25 = 1,25 cm n = jumlah micropile dalam arah memanjang

= 23 buah

S = 𝐿𝐿 − 2𝑛𝑛 − ( 𝑛𝑛 𝑌𝑌 𝑎𝑎 )𝑛𝑛−1

= 37,9 − 2𝑌𝑌1,25 − (23 𝑌𝑌 0,25 )23−1

= 1,35 m~1,4 m

Maka digunakan micropile 25x25 cm dengan jarak antar micropile dalam arah memanjang s = 1,4 m dengan jumlah n = 23 buah dan dalam arah melintang s = 1,0 m dengan jumlah n = 21 buah yang dapat dilihat pada Gambar 9.8. Jadi total micropile yang dibutuhkan adalah = 23 x 21 = 483 buah.

Gambar 9.8. Pemasangan micropile

BAB X METODE PELAKSANAAN

Dalam bab metode pelaksanaan ini, akan direncanakan metode pelaksanaan dari hasil perencanaan pada bab-bab sebelumnya yang meliputi: 1. Pembangunan breasting dolphin 2. Pembangunan system fender dan bollard 3. Pengerukan sisi selatan Sungai Segah untuk

kebutuhan alur masuk dan kolam putar. Tahapan pengerjaan dimulai dari pembuatan

struktur breasting dolphin, system fender dan pengerukan. Metode pelaksanaan struktur breasting dolphin, pivot struktur, dan sistem fender memiliki tahapan yang sama, sehingga penjelasan tentang metode pelaksanaan untuk

1,4 m

Lapisan no.1

Timbunan Batubara

Lapisan no.2

Lapisan no.3

12

Pasir (Sand Blanket)

1,4 m

MICROPILE 25x25 cm

1,0 m

MAT

MAT



masing – masing struktur tidak dibahas secara keseluruhan.

Pada bab ini hanya membahas konsep dasar pelaksanaan breasting dolphin, sistem fender dan pelaksanaan pekerjaan pengerukan, tetapi tidak membahas secara detail tentang pelaksanaan sesungguhnya di lapangan.

BAB XI

ANGGARAN BIAYA

Berikut Rekapitulasi Total Anggaran Biaya yang dibutuhkan untuk merealisasikan perencanaan dermaga curah batubara dan lapangan penumpukan di Berau Kalimantan yaitu :

BAB XII PENUTUP

12.1 Kesimpulan Dari perencanaan ini dapat disimpulkan : 1. Kapal yang direncanakan untuk Perencanaan

Dermaga Curah Batubara di Berau, Kalimantan Timur ini adalah kapal tongkang pengangkut batubara atau bulk coal barge 5000 DWT dengan spesifikasi seperti Tabel 11.1. Tabel 11.1– Spesifikasi bulk coal barge

Kelas ABS, A1, Barge LOA 73,15 m

Breadth 21,95 m Depth 5,26 m

Max Draft 4,20 m GRT 2139 ton DWT 5000 ton

2. Perencanaan Struktur meliputi struktur

breasting dolphin, mooring dolphin, dan radial loading coal. Rencana dimensi sebagai berikut : a) Desain Breasting Dolphin

Breasting Dolphin berbentuk segi empat dengan kriteria : Lebar : 2,4 m Panjang : 2,7 m Tebal : 1,5 m Diamater tiang 609,6 mm tebal 12mm dan panjang tiang 48 m. Diameter tulangan utama 25 mm dan tulangan samping 13 mm. Elevasi +3.00 mLWS Pada Breasting Dolphin dipasang Fender tipe AD Arch Rubber Fender AD 500 dan Bollard tipe SBB1-20.

b) Desain Mooring Dolphin Mooring Dolphin berbentuk segi empat dengan kriteria : Lebar : 2,4 m Panjang : 2,4 m Tebal : 1,5 m Diamater tiang 609,6 mm tebal 12mm dan panjang tiang 46 m. Diameter tulangan utama 25 mm dan tulangan samping 13 mm. Elevasi +1.00 mLWS Pada Mooring Dolphin dipasang Bollard tipe SBB1-20.

c) Desain Struktur Radial Loading Coal Radial Loading Coal ini memiliki 2 macam poer yaitu 1,2 x 2,4 x 1,2 m dan 2,4 x 2,4 x 1,2m. Terdapat juga balok dengan ukuran 5 x 1,2 x 1 m Diamater tiang 609,6 mm tebal 12mm dan panjang tiang 43 m. Diameter tulangan utama 25 mm dan tulangan samping 13 mm. Elevasi +5.00 mLWS

3. Perencanaan pengerukan Pengerukan dilakukan pada kolam putar dengan alasan kebutuhan kedalaman perairan -5.00 mLWS tidak terpenuhi karena kondisi eksisting kedalamn perairan berada pada kedalaman -5.00 mLWS. Dan juga pengerukan dilakukan untuk menjga alur pelayaran di Sungai Segah tetap berjalan dua arah dan tidak terganggu dengan adanya pembangunan dermaga ini. Total volume material tanah dasar di Sungai Segah yang perlu dikeruk sebesar 29749,959 m3 ini dikeruk menggunakan cutter suction dredger 1000 CPM dengan total waktu pengerukan 33 hari kerja.

4. Perencanaan perbaikan tanah dasar pada lapangan penumpukan digunakan material

No. Uraian123456

Terbilang:

Pekerjaan PersiapanBreasting DolphinMooring DolphinStruktur RLCPengerukanPerbaikan Tanah Dasar dengan PVD

Total87,600,000.00Rp

12,822,477,464.37Rp 7,244,269,534.42Rp

10,689,811,723.30Rp 1,303,739,694.14Rp 2,355,998,400.00Rp

34,503,896,816.22Rp 3,450,389,681.62Rp

37,954,286,497.85Rp 37,954,286,498.00Rp

Tiga Puluh Tujuh Milyar Sembilan Ratus Lima Puluh Empat Juta Dua Ratus Delapan Puluh Enam Ribu Empat Ratus Sembilan Puluh Delapan Rupiah.

Jumlah TotalPPn 10%Total + PPnJumlah Akhir (dibulatkan)

Rekapitulasi



PVD (Prefabricated Vertical Drain) dengan tujuan dapat menhilangkan total consolidation settlement U=90% dalam waktu 1 tahun. Selain itu penggunaan PVD diharapkan dapat menambah kekuatan tanah dasar lapangan penumpukan batubara di Berau ini. Jadi penggunaan micropile dirasa perencana kurang efisien karena hanya memperkuat tanah dasar sehingga longsor tidak terjadi, namun total settlement sebesar 4,50 m masih berlangsung.

12.2 Saran Dalam perencanaan ini perlu didapatkannya data yang lengkap dan akurat, agar perencanaan dapat dibuat secara tepat dan memenuhi persyaratan yang lebih.

DAFTAR PUSTAKA

Japan International Cooperation Agency. 1991. Technical Standards for Port and Harbour Facilities in Japan.

Sutami. 1971. Konstruksi Beton Indonesia. Jakarta: Departemen Pekerjaan Umum.

Triatmodjo, Bambang. 1996. Pelabuhan. Yogyakarta : Beta Offset.

Wahyudi, Herman. 1999. Daya Dukung Pondasi Dalam. Surabaya. Jurusan Teknik Sipil FTSP ITS.

Wahyudi, Herman.1999. Daya Dukung Pondasi Dangkal. Surabaya. Jurusan Teknik Sipil FTSP ITS.

Wahyudi, Herman. 1999. Pondasi Lanjut. Surabaya.

Mochtar, Indrasurya. 2000. Teknologi Perbaikan Tanah dan Alternatif Perencanaan Pada Tanah Bermasalah (Problematic Soils). Surabaya. Jurusan Teknik Sipil FTSP ITS.

Das, Braja M., Noor Endah, Indrasurya B Mochtar. 1993. Mekanika Tanah Jilid 1. Jakarta : Erlangga.

Wangsadinata, Wiratman. 1971. Peraturan Beton Bertulang Indonesia. Bandung: Departemen Pekerjaan Umum dan Tenaga Listrik.

Wangsadinata, Wiratman. 1971. Perhitungan Lentur dengan Cara n Disesuaikan kepada Peraturan Beton Bertulang Indonesia 1971.

Widyastuti, Dyah Iriani. 2000. Diktat Pelabuhan. Surabaya.

Purwono,R., Tavio, Iswandi Imran, dan I Gusti Putu Raka.2007. Tata Cara Perhitungan Struktur Beton Untuk Bangunan Gedung (SNI 03-2847-2002). Surabaya : itspress.

Documents

PERENCANAAN DERMAGA CURAH BATUBARA DAN … · PERENCANAAN DERMAGA CURAH BATUBARA DAN LAPANGAN PENUMPUKAN DI BERAU KALIMANTAN TIMUR Maureen Shinta Devi 3108 100 146 Page 1 BAB I