digilib.its.ac.iddigilib.its.ac.id/public/ITS-Undergraduate-17181-3107100067-Paper.pdf · 2 MODIFIKASI PERENCANAAN PETRA . SQUARE APARTEMENT AND . SHOPPING ARCADE SURABAYA DENGAN

2

MODIFIKASI PERENCANAAN PETRA SQUARE APARTEMENT AND

SHOPPING ARCADE SURABAYA DENGAN MENGGUNAKAN

HEXAGONAL CASTELLATED BEAM NON-KOMPOSIT

Nama mahasiswa : Fahmi Rakhman NRP : 3107 100 067 Jurusan/fakultas : Teknik Sipil/ FTSP Dosen konsultasi :Ir.Heppy Kristijanto, MS.

ABSTRAK Industri konstruksi dewasa ini selalu dituntut persaingan dalam banyak hal. Salah satu diantaranya adalah dalam penggunaan material. Baja merupakan suatu alternatif material yang menguntungkan dalam pembangunan gedung maupun konstruksi struktur lainnya. Tugas Akhir ini mencoba mendesain kembali suatu gedung menggunakan profil baja Castellated Beam sebagai balok-baloknya.

Dalam Tugas Akhir ini dibahas perencanaan ulang Gedung Petra Square Apartement and Shopping Arcade yang merupakan apartement dan tempat pembelanjaan yang terdiri dari 17 lantai yang pada awalnya didesain dengan menggunakan struktur beton prategang menjadi struktur castellated beam non komposit. Adapun kelebihan dari Castellated Beam adalah mampu menjadi solusi praktis dalam pelaksanaan konstruksi, karena karakteristiknya yang cukup menguntungkan, diantaranya adalah dengan lebar profil yang lebih tinggi (dg), mampu memikul momen lebih besar dan memiliki tegangan ijin yang lebih kecil, bahannya ringan, kuat, serta mudah dipasang, cocok untuk bentang panjang dan dapat digunakan untuk gedung tingkat tinggi.

Dalam Tugas Akhir ini, perencanaan yang dilakukan meliputi perencanaan pelat, tangga, atap berupa pelat beton, balok anak, balok induk, kolom dan pondasi.

Kata kunci : Castellated Beam, Struktur baja,

momen, geser

BAB I PENDAHULUAN

1.1 Latar Belakang

Dalam perkembangan konstruksi saat ini selalu dituntut persaingan dalam banyak hal,termasuk didalamnya adalah pemilihan jenis material yang digunakan.Untuk itu dibutuhkan material pendukung suatu konstruksi yang mempunyai mutu serta efektifitas biaya yang memadai. Terdapat dua jenis material konstruksi yang paling umum digunakan, yaitu baja dan beton konvensional. Beton konvensional memiliki umur layanan yang terbatas, salah satu penentu umur layanan beton adalah timbulnya keretakan akibat beban statis dan beban dinamis. Beton akan mengalami retak apabila daya lentur dari beton terlewati. Keretakan itu akan berdampak pada kegagalan konstruksi beton, yaitu timbulnya kerugian ekonomi serta dapat membahayakan jiwa manusia. Selain itu pada saat pembuatannya beton konvensional dicor langsung ditempat, sedangkan pada baja tidak. Pada konstruksi baja, material dibuat secara fabrikasi (homogen) dipabrik yang telah memenuhi syarat ketentuannya dan kemudian dipasangkan pada struktur. Dengan ini memberikan keuntungan dengan mempercepat pengerjaan serta menghemat biaya konstruksi.

Konstruksi baja merupakan suatu alternatif yang menguntungkan dalam pembangunan gedung dan struktur yang lainnya baik dalam skala kecil maupun besar. Hal ini dikarenakan material baja mempunyai beberapa kelebihan dibandingkan bahan konstruksi yang lain. Bila dibandingkan dengan beton konvensional, baja memiliki beberapa keunggulan yang perlu diperhatikan dalam

3

pembangunan yang saat ini sedang berkembang pesat, yaitu selain awet dan kuat, berat yang lebih ringan, specific strength yang lebih tinggi serta waktu pengerjaan yang lebih cepat dapat mempercepat pengerjaan konstruksi. (Soegihardjo, 1995). Ditambah lagi dengan keseragaman material yang lebih terjamin karena dibuat secara fabrikasi (homogen).

Dibandingkan dengan profil baja biasa, Castellated Beam bisa menjadi solusi praktis dalam pengerjaan konstruksi, karena karakteristiknya yang cukup menguntungkan. Castellated Beam adalah profil baja H, I, atau U yang kemudian pada bagian badannya dipotong memanjang dengan pola zig-zag. Kemudian bentuk dasar baja diubah dengan menggeser atau membalik setengah bagian profil baja yang telah dipotong. Penyambungan setengah profil dilakukan dengan cara di las pada bagian “gigi-giginya” sehingga terbentuk profil baru dengan lubang berbentuk segi enam (hexagonal), segi delapan (octogonal), dan lingkaran (circular).(Grunbauer, 2001).

Castellated Beam mempunyai beberapa keunggulan, diantaranya adalah (Jihad Dokali Megharief, 1997 dan Johann Grunbauer, 2001 ) :

1. Dengan lebar profil yang lebih tinggi (dg), menghasilkan momen inersia dan section modulus yang lebih besar sehingga lebih kuat dan kaku dibandingkan profil asalnya.

2. Mampu memikul momen lebih besar dan tegangan ijin yang lebih kecil.

3. Bahannya ringan, kuat, serta mudah dipasang.

4. Sesuai untuk bentang yang panjang dibanding dengan profil baja WF biasa.

Pada Tugas Akhir ini juga digunakan Concentric Braced Frame. Dengan adanya pengaku dimensi dari rangka (balok dan kolom) dapat diperkecil. Sehingga dapat memperluas fungsi dari bangunan itu sendiri. Sistem rangka pengaku konsentris yang digunakan adalah inverted-V atau V terbalik.

1.2 Perumusan Masalah Dengan penjelasan diatas, maka dalam penulisan Tugas Akhir ini terdapat permasalahan sebagai berikut : 1. Bagaimana merencanakan struktur

balok pada gedung baja dengan menggunakan profil Castellated Beam.

2. Bagaimana memperkirakan dimensi profil yang cocok dan sesuai perhitungan perencanaan struktur AISC-LRFD.

3. Bagaimana menentukan gaya – gaya yang bekerja pada struktur rangka tersebut berdasarkan peraturan-peraturan ASCE (yang mengacu pada AISC-LRFD) dan SNI 03 – 1729 – 2002.

4. Bagaimana menentukan jenis sambungan yang dapat memenuhi syarat – syarat keamanan struktur sesuai dengan SNI 03 – 1729 – 2002.

5. Bagaimana merencanakan bracing tipe inverted-V sebegai penerima gaya lateral bersama rangka.

6. Bagaimana Bagaimana melakukan analisa dan permodelan struktur dengan menggunakan program bantu ETABS V.9.7.1 dan AUTOCAD 2007.

BAB II TINJAUAN PUSTAKA

2.1 Umum Pada tugas akhir ini “Gedung Petra Square Apartement and Shopping Arcade Surabaya” akan dimodifikasi

4

menggunakan Castellated Beam non-komposit.

2.2 Castellated Beam

Castellated Beam adalah suatu spesifikasi profil yang ditingkatkan kekuatan komponen strukturnya dengan memperpanjang kearah satu sama lain dan di las sepanjang pola. Castellated Beam ini mempunyai tinggi (h) hampir 50% lebih tinggi dari profil awal sehingga meningkatkan nilai lentur axial, momen inersia (Ix), dan modulus section (Sx) (Knowles 1991).

2.2.1 Terminologi

Dibawah ini merupakan ilustrasi bagian-bagian dari Castellated Beam.

• Web Post : Area solid dari Castellated Beam.

• Castellation : Area yang sudah mengalami pelubangan (hole).

• Throat Width : Perpanjangan horisontal dari potongan “gigi” bawah profil

• Throat Depth : Tinggi daerah profil potongan “gigi” bawah sampai sayap profil (Patrick Bardley 2007).

Castellation adalah proses memotong badan profil dengan pola zig-zag yang dicetak menggunakan hot-rolled

(cetakan panas) berbentuk H, I, atau U. Setengah bagian profil baja yang telah dipotong disambung dengan cara digeser atau dibalik (ujung kanan di las dengan ujung kiri, dan sebaliknya) sehingga membentuk lubang berbentuk polygonal. Hal ini mengakibatkan bertambahnya tinggi (h) dan tinggi daerah pemotongan (d) (L.Amayreh dan M.P.Saka 2005).

Tan φ = bd b =

tan d

dT = 2

dh

Semakin panjang e, bertambah pula tegangan tekuk (bending stress) pada bagian T (tee section) dikarenakan V (shear force) bertambah.

2.2.2 Tipe – Tipe Pemotongan Castellated Beams

Ada 4 ( empat ) tipe pemotongan balok berdasarkan dimensi U dan T (Grunbauer 2001).

1. Beam ends left ragged, U = T (Simple and cheap, but not convenient

to use)

Pemotongannya mudah, sederhana dan murah, tetapi kurang baik digunakan.

Gambar 2.2. Bagian-bagian Hexagonal

Castellated Beams

φ

b e =

dT

5

2. Beam ends left ragged, U >T (Longer ends, but not very effective)

Menghasilkan ujung potongan yang panjang tetapi tidak efektif.

3. Beam ends finished, U = T (Nice finish, dearer due to extra cutting

operation and material waste)

Menghasilkan potongan yang baik (rapi) serta menghemat material (tidak banyak bahan yang terbuang).

4. Beam ends finished with infill plates, U>T (Strong and rigid, but expensive)

Kuat dan kaku, tetapi mahal karena adanya penambahan plat.

2.3 Keuntungan dan Kekurangan dari Castellated Beam

2.3.1 Keuntungan dari Castellated Beam :

1. Dengan lebar profil yang lebih tinggi (dg), menghasilkan momen inersia dan modulus section yang lebih besar sehingga lebih kuat dan kaku bila dibandingkan dengan profil asalnya (Megharief 1997 dan Grunbauer 2001).

2. Mampu memikul momen lebih besar dengan tegangan ijin yang lebih kecil (Megharief 1997 dan Grunbauer 2001 ).

3. Bahan ringan, kuat serta mudah dipasang (Megharief 1997 dan Grunbauer 2001 ).

4. Profil Castellated Beam ini juga cocok untuk bentang panjang (untuk penggunaan Castellated Beam pada atap dapat mencapai 10 – 50 m dan bila digunakan sebagai plat 12 – 25 m). Sehingga dapat mengurangi jumlah kolom dan pondasi, serta mengurangi biaya erection (pengangkatan) (Dougherty 1993).

5. Dapat digunakan untuk gedung tingkat tinggi, bangunan perindustrian (L.Amayreh dan M.P.Saka 2005).

2.3.2 Kekurangan dari Castellated Beams :

1. Castellated Beam kurang tahan api. Sehingga harus ditambah dengan lapisan tahan api (fire proofing) 20% lebih tebal agar mencapai ketahanan yang sama dengan profil awalnya (Grűnbauer 2001).

2. Kurang kuat menerima gaya lateral, sehingga perlu diberi satu atau lebih plat pada ujung-ujung (dekat dengan pertemuan balok-kolom) (Grunbauer 2001).

3. Pada ujung-ujung bentang (di sudut-sudut profil) terjadi peningkatan pemusatan tegangan (stress

Gambar 2.4. Beam ends left ragged, U = T

Gambar 2.5. Beam ends left ragged, U >T

Gambar 2.6. Beam ends finished, U = T

Gambar 2.7. Beam ends finished with infill

plates, U >T

6

consentrations) (L.Amayreh dan M.P.Saka 2005).

4. Castellated Beam tidak sesuai untuk bentang pendek dengan beban yang cukup berat (L.Amayreh dan M.P.Saka 2005).

5. Analisa dari defleksi lebih rumit daripada balok solid (L.Amayreh dan M.P.Saka 2005).

2.4 Kegagalan dalam Castellated Beam 1. Vierendeel atau Shear Mechanism

Mekanisme ini berbanding lurus dengan tegangan geser yang cukup tinggi pada balok. Sendi plastis terjadi pada ujung balok (reentrant corners) pada lubang dapat merubah bentuk bagian T (tee section) menjadi seperti jajargenjang (parallelogram) (Altifillisch 1957 dan Toprac dan Cook 1959).

2. Flexural Mechanism

Toprack and Cook (1959) dan Halleux (1967) menyimpulkan bahwa titik leleh yang terjadi pada bagian T (tee section) bagian atas dan bawah pada ujung awal (the opening) profil Castellated Beam hampir sama dengan profil WF solid pada kondisi under pure bending forces.

Mp = Z’ x Ft ; dimana Z’ adalah modulus plastis yang diambil melalui garis tengah vertikal pada lubang.

3. Lateral – Torsional – Buckling

Nethercot dan Kerdal (1982) menyimpulkan bahwa pada web opening mempunyai efek yang diabaikan pada lateral torsional buckling pada balok-balok yang telah mereka uji.

4. Rupture of Welded Joint

Las pada jarak antara lubang yang satu dengan yang lainnya (e) dapat mengalami rupture (putus) ketika tegangan geser horisontal melebihi kekuatan leleh dari pengelasannya (welded joint) (Husain dan Speirs 1971)

.

Panjang horisontal pada lubang (horizontal length of the opening) berbanding lurus dengan panjang pengelasan, dan ketika panjang horisontal berkurang untuk menambah secondary moment (Vierendeel truss), maka las sepanjang badan profil menjadi lebih mudah gagal (failure). Mekanisme Vierendeel biasanya terjadi pada balok-balok yang mempunyai jarak lubang horisontal yang cukup panjang (oleh karena itu mempunyai panjang las lebih panjang) (Dougherty 1993).

5.Web Post Buckling due to Compression

Kegagalan ini disebabkan oleh beban terpusat yang secara langsung dibebankan melebihi web-post (Toprac dan Cook 1959 dan Husain

Gambar 2.8. Plastic Collapse in region of high

shear (pararrellogram mechanism)

Gambar 2.9. Rupture of Welded Joint

7

and Speirs 1973). Kegagalan ini dapat dicegah bila penggunaan pengakunya diperkuat untuk menahan gaya tersebut.

BAB III METODOLOGI

3.1 Diagram Alir

Gambar 3.1 Bagan alir metodologi

3.2 Metodologi Penyelesaian Metodologi penyelesaian yang digunakan adalah :

1. Pengumpulan Data Mencari data umum bangunan dan data tanah Gedung Apartement Petra Square Surabaya.

a) Data Umum Bangunan Awal Nama Gedung : Apartement Petra Square Surabaya Lokasi : Jl. Siwalankerto Surabaya Fungsi : Apartement dan Pusat Pembelanjaan

Jumlah Lantai : 17 lantai ( 55,5 meter ) Zona Gempa : 3 Struktur Utama : Beton Bertulang Sistem Struktur : Sistem Rangka Pemikul Momen Menengah (SRPMM)

b) Data Bangunan Modifikasi Nama Gedung : Apartement Petra Square Surabaya Lokasi : Jl. Siwalankerto Surabaya Fungsi : Apartement dan Pusat Pembelanjaan Jumlah Lantai : 17 lantai ( 55,5 meter ) Zona Gempa : 3 Struktur Utama : Stuktur Baja (dengan menggunakan Castellated Beam) Sistem Struktur : Concentric Braced Frame type Inverted V

c) Data Tanah Tipe tanah : Tanah lunak

2. Studi Literatur Melakukan studi referensi berupa : buku pustaka, jurnal konstruksi baja, penelitian terdahulu, serta peraturan mengenai perencanaan struktur gedung menggunakan Castellated Beam antara lain : a. Peraturan Pembebanan Indonesia

Untuk Gedung (PPIUG) 1983 b. SNI 03 – 1729 – 2002 tentang Tata

Cara Perencanaan Struktur Baja Untuk Bangunan Gedung

c. SNI 03 – 1726 – 2002 tentang Tata Cara Perencanaan Ketahanan Gempa Untuk Bangunan Gedung

d. American Institute of Steel Construction-Load and Resistance Factor Design (AISC - LRFD)

e. Structural Steel Designer’s Handbook 4th edition

f. Browsing penelitian terdahulu dan jurnal tentang Castellated Beam melalui internet

3. Preliminary Design Pada tahap ini dilakukan hal-hal seperti berikut ini : a. Memperkirakan dimensi awal dari

elemen struktur

Gambar 2.10. Web Post Buckling

8

b. Penentuan mutu bahan yang digunakan dalam perencanaan

4. Pembebanan Pembebanan struktur meliputi : a. Beban mati b. Beban hidup c. Beban angin d. Beban gempa

5. Permodelan dan Analisa Struktur Melaukan perhitungan struktur : a. Struktur Primer (balok induk dan

kolom) b. Struktur Sekunder (pelat, tangga,

balok anak) c. Struktur Bangunan Bawah

(pondasi) 6. Kontrol Desain

Melakukan analisa struktur bangunan, dimana harus memenuhi syarat keamanan dan rasional sesuai batas-batas tertentu menurut peraturan. Dilakukan pengambilan kesimpulan, apakah design telah sesuai dengan syarat-syarat perencanaan dan peraturan angka keamanan, serta efisiensi. Bila telah memenuhi, maka dapat diteruskan ke tahap penggambaran. Bila tidak memenuhi harus melakukan re-design.

7. Output Gambar AutoCAD Penuangan analisa dan perhitungan ke dalam gambar yang representatif

8. Kesimpulan 3.3 Pembebanan

Pembebanan struktur meliputi:

3.3.1 Beban mati (PPIUG 1983 bab 2)

Beban mati terdiri atas :

1. Berat sendiri dari bahan-bahan bangunan penting dan dari beberapa komponen gedung yang harus ditinjau di dalam menentukan beban mati dari suatu gedung, harus diambil menurut Tabel L.1 (terlampir).

2. Apabila dengan bahan bangunan setempat diperoleh berat sendiri yang menyimpang lebih dari 10% terhadap nilai-nilai yang tercantum dalam Tabel L.1, maka berat sendiri tersebut harus ditentukan tersendiri dengan memperhitungkan kelembaban setempat, dan nilai yang ditentukan ini harus dianggap sebagai pengganti dari nilai yang tercantum dalam Tabel L.1 (terlampir) itu. Penyimpangan ini dapat terjadi terutama pada pasir (antara lain pasir besi), koral (antara lain koral kwarsa), batu pecah, batu alam, batu bata, genting, dan beberapa jenis kayu.

3. Berat sendiri dari bahan bangunan dan dari komponen gedung yang tidak tercantum dalam Tabel L.1 (terlampir) harus ditentukan tersendiri.

3.3.2 Beban hidup (PPIUG 1983 bab 3)

Beban hidup terdiri dari beban yang diakibatkan oleh pemakaian gedung dan tidak termasuk beban mati, beban konstruksi dan beban akibat fenomena alam (lingkungan).

3.3.3 Beban gempa (SNI – 03 – 1726 – 2002 Pasal 6.1.2)

Perhitungan beban gempa dengan analisa beban dinamis.

Gaya geser dasar rencana total (V), ditetapkan sebagai berikut

(SNI 03-1726-2002 Pasal 6.1.2):

tWR

ICV

1

T1 = 0.085 (hn)3/4

Gaya geser dasar rencana total (V), tidak lebih besar daripada nilai berikut (SNI 03-1729-2002 Pasal 15.2-2):

ta

maks WR

xIxCVV

5,2

9

dimana :

V = Gaya geser dasar Nominal statik ekivalen (N)

Vmaks = Gaya geser dasar rencana maksimum (N)

R = Faktor reduksi gempa (Tabel L.2)

T = Waktu getar alami struktur (detik)

Wt = Berat total struktur (N)

I = Faktor kepentingan struktur yang ditetapkan oleh ketentuan yang berlaku dalam butir 3.1 dan 3.2

C = Faktor respon gempa yang didapat dari spectrum respons gempa rencana menurut gambar yang terdapat pada lampiran Gambar G.1 (terlampir)

Ca = Koefisien percepatan gempa yang ditetapkan oleh ketentuan dalam butir 3.1 dan 3.2

hn = Tinggi total struktur.

Pembatasan waktu getar alami fundamental (SNI – 03 – 1726 – 2002 Pasal 5.6 )

T1 < n

dimana :

= Koefisien untuk wilayah gempa tempat struktur gedung berada. Tercantum dalam Tabel L.3 (terlampir)

n = Jumlah tingkat.

Berat total struktur Wt ditetapkan sebagai jumlah dari beban – beban berikut ini :

1. Beban mati total dari struktur bangunan. 2. Bila digunakan dinding pertisi pada

perencanaan lantai maka harus diperhitungkan tambahan sebesar 0,5 Kpa

3. Pada gedung-gedung dan tempat-tempat penyimpanan barang maka sekurang-

kurangnya 25% dari beban hidup rencana harus diperhitungkan.

4. Beban total dari seluruh peralatan dalam struktur bangunan harus diperhitungkan.

3.3.4 Beban Angin (PPIUG 1983 Bab 4)

Beban angin dihitung sebagai berikut :

2

16Vp

dimana :

p = Desain tekanan angin (kg/m3)

V = Kecepatan angin (m/dtk)

3.4 Kombinasi Pembebanan (SNI – 03 – 1729 – 2002 Pasal 6.2.2 )

Pembebanan struktur baja harus mampu memikul semua kombinasi pembebanan di bawah ini :

1. 1.4D 2. 1.2D + 1.6L + 0,5 (La atau H) 3. 1.2D + 1,6 (La atau H) + (γL L atau 0.8W) 4. 1.2D + 1.3W + γL L + 0,5 (La atau H) 5. 1.2D + 1,0E + γL L 6. 0.9D ± (1.3W atau 1,0E)

dimana :

D = Beban Mati yang diakibatkan oleh berat konstruksi hermanen, termasuk dinding, lantai, atap, plafon, partisi tetap, tangga, dan peralatan layan tetap.

L = Beban Hidup yang ditimbulkan oleh penggunaan gedung, termasuk kejut, tetapi tidak termasuk beban lingkungan seperti angin, hujan, dan lain-lain.

La = Beban Hidup di atap yang ditimbulkan selama perawatan oleh pekerja, peralatan, dan material,

10

atau selama penggunaan biasa oleh orang dan benda bergerak.

W = Beban Angin

E = Beban Gempa, yang ditentukn menurut SNI 03 – 1726 – 2002, atau penggantinya.

H = Beban Hujan, tidak termasuk diakibatkan oleh genangan air.

3.5 Batasan Story Drift

Pada LRFD pasal 15.4.1 disebutkan drift dihitung berdasarkan respons simpangan inelastic maximum (Δm).

Δm = 0.7 × R × Δs

dimana:

R = faktor reduksi gempa. ( lihat lampiran tabel L.2 )

Δs = respons statis simpangan elastis.

Displacement (LRFD pasal 15.4.2) terjadi ketika struktur dirancang akibat gaya lateral. Pembatasan story drift didasarkan pada periode dasar struktur, yaitu :

T ≤ 0.7 detik Δm ≤ 0.025h

T > 0.7 detik Δm ≤ 0.02h

dimana :

T = periode getar struktur.

h = beda tinggi antar lantai.

3.6 Kontrol Perhitungan Balok dan Kolom

3.6.1 Kontrol Perhitungan Balok Castellated

Kontrol Penampang (SNI 03 – 1729 - 2002 tabel 7.5 – 1)

Pelat sayap ; Pelat badan :

f

f

t

b

2

wth

yfp 170

yfp 1680

ry ffr

370

yfr 2550

Untuk memenuhi persyaratan penampang harus masuk pada kategori penampang kompak.

Penampang kompak (SNI 03 – 1729 – 2002 Pasal 8.2.3)

P

Pn MM

Penampang tidak kompak (SNI 03 – 1729 – 2002 Pasal 8.2.4)

RP

Pn MM -

PR

PRP MM

Kontrol Tekuk Badan untuk profil Castellated (eq. 4.2ASCE journal page 3319)

Gambar 3.2 Dimensi geometri penampang castellated beam

11

a. w

f

ttd 2

≤ yf

1365;

w

f

ttd 2

≤ yf

1100

3.0 o

o

ha

Vm ≤ 32

Vp untuk balok non –

komposit dan balok komposit pada momen negatif

Vm ≤ 32

VP + Vc untuk balok komposit

pada momen positif

b. w

f

ttd 2

≤ fy

1365 ;

w

f

ttd 2

> yf

1100

2,2o

o

ha

Vm ≤ 0.45VP

dimana :

VP = fy tw d/ 3

Vc = Vpt (µ/υ – 1) ≥ 0 atau Vmt (sh) – Vpt ; mana yang lebih kecil

c. Parameter Opening :

1. po = (ao/ho) + (6ho/d) tidak boleh lebih dari 5.6; untuk balok baja.

2. po = (ao/ho) + (6ho/d) tidak boleh lebih dari 6.0; untuk balok komposit.

3. Momen Lentur Nominal (eq. 3.2 ASCE journal page 3327)

nu MM ( LRFD Pasal 8.1.1 )

Mn = Mp – fy.As

eho

4; untuk balok

non – komposit

dimana :

Mn = Kuat Momen Lentur Nominal Balok

As = ho x tw

ho = tinggi lubang

tw = ketebalan badan

e = eksentrisitas lubang = e untuk penampang non-komposit

fy = kuat leleh baja

Kontrol Kuat Geser (eq. 3.3a ASCE journal page 3317

nu VV

Vn = Vnt

Untuk tee bawah dan atas :

3

6

Vnt = 3

6

Vpt ≤ Vpt

dimana :

Vnt = kuat geser satu tee

Vpt = fy tw st / 3

ɸ = faktor reduksi

fy = kuat leleh baja

ao = panjang lubang

tw = tebal badan

st = tinggi tee

υ = aspek rasio tee = ao/st

bf = lebar sayap

12

Persamaan Interaksi Lentur dan Geser untuk Profil Castellated (eq. 3.1 ASCE journal page 3317)

0,133

VnVu

MnMu

3.6.2 Kontrol Perhitungan Kolom

Kontrol Penampang

Penampang tidak boleh termasuk dalam kategori penampang langsing :

Pelat sayap : ; Pelat badan :

< r < r

f

f

tb2

<yf

250( OK )

wth

<yf

665( OK )

Kontrol Kekakuan Portal (SNI 03 – 1729 - 2002 Pasal 7.6.3.3)

b

b

c

c

LILI

G

Dari nilai G, dapat diperoleh nilai kc (faktor panjang tekuk).

Amplifikasi Momen Struktur Portal (SNI 03 – 1729 – 2002 Pasal 7.4.3.2)

11

crb

u

mb

NN

C

(SNI 03 – 1729 – 2002 Pasal 7.4.3.1)

dimana : 2

.

c

ybcrb

fAN

(SNI 03 – 1729 – 2002 Pasal 7.6.1)

2

14.06.0MMCm

HLohN

s

u1

1 atau

crb

u

NN

s1

1

dimana : 2

.

c

ybcrb

fAN

Kontrol Komponen Tekan

Ef

rxLK yc

c ..

(SNI 03 – 1729 – 2002 Pasal 7.6.1)

fcrAN gn .

(SNI 03 – 1729 – 2002 Pasal 7.6.2)

yffcr

untuk :

c ≤ 0,25 maka 1

2,125,0 c makac

67,06,1

43,1

2,1c maka 225,1 c

Kontrol Tekuk Lateral

nu MM

(SNI 03 – 1729 – 2002 Pasal 8.1.1)

dimana :

Mu = Momen lentur rencana (Nmm)

Mn = Kuat lentur nominal penampang (Nmm)

Ø = Faktor reduksi (0,9)

)()( ltntu sxMbxMM

13

Jari-jari girasi

a. Bentang Pendek ( pb LL ) (SNI 03 – 1729 – 2002 Pasal 8.3.3)

pn MM

yyp f

ErL 76.1

AI

r yy

dimana :

ry = jari-jari girasi terhadap sumbu lemah

b. Bentang Menengah ( rbp LLL ) (SNI 03 – 1729 – 2002 Pasal 8.3.4)

ppr

brrprbn M

LLLL

MMMCM

)(

22 )(11

)(.

1ry

ry

yr ffX

ffXr

L

21EGJA

SX

x

;

2

2 4

GJS

lI

X x

y

w

dimana :

Iw = konstanta puntir lengkung

J = konstanta puntir torsi

30.23435.2

5.12

max

max

CBA

b MMMMM

C

(SNI 03 – 1729 – 2002 Pasal 8.3.1)

c. Bentang Panjang ( br LL )

(SNI 03 – 1729 – 2002 Pasal 8.3.5)

pcrn MMM

pb

yb

bcrn MLEJGIE

LCMM

2

...

Persamaan Interaksi Aksial-Momen (SNI 03 – 1729 – 2002 Pasal 8.3.5)

a. Jika n

u

PP

≥ 0.2 maka

0.1..9

8

ny

uy

nx

ux

n

u

MbM

MbM

PP

b. Jika n

u

PP

< 0.2 maka

0.1..2

ny

uy

nx

ux

n

u

MbM

MbM

PP

3.7 Sambungan

Dalam perencanaan sambungan harus disesuaikan dengan bentuk struktur agar perilaku yang timbul nantinya tidak menimbulkan pengaruh-pengaruh buruk pada bagian lainnya. Perencanaan sambungan harus memenuhi persyaratan sebagai berikut:

Gaya-gaya dalam yang disalurkan berada dalam keseimbangan gaya-gaya yang bekerja pada sambungan.

Deformasi sambungan masih berada dalam batas kemampuan deformasi sambungan.

Sambungan dan komponen yang berdekatan harus mampu memikul gaya-gaya yang bekerja.

3.7.1 Sambungan Baut

Kuat Geser øRnv = ø x fv x Ab x m

Kuat Tumpu øRnt = ø x 1.8 fy x db x tp

Jumlah Baut (n) = n

u

RV

( SNI 03 - 1729 - 2002 Tabel 8.3.2 )

(diambil yang terkecil)

14

Kontrol Jarak Baut (SNI 03 – 1729 – 2002 Pasal 13.4)

Jarak tepi minimum = 1.5 x db

Jarak tepi maksimum = (4 tp + 100 mm) atau 200 mm

Rak minimum antar baut = 3 x db

Jarak maksimal antar baut

= 15 x tp atau 200mm

Kontrol Kekuatan Pelat

øPn = 0.75 x 0.6 x fu x Anv

Vu < øPn

3.7.2 Sambungan Las (SNI 03 – 1729 – 2002 Pasal 13.5.3.10)

Las sudut yang memikul gaya terfaktor per satuan panjang las, Ru, harus memenuhi :

Ru ≤ φ Rnw

dengan,

φ f Rnw = 0,75tt (0,6 fuw ) (las) (SNI 03 – 1729 – 2002 Pasal 13.5-3a)

φ f Rnw = 0,75tt (0,6 fu ) (bahan dasar) (SNI 03 – 1729 – 2002 Pasal 13.5-3b)

φ f = 0,75 faktor reduksi kekuatan saat fraktur

dimana:

fuw = tegangan tarik putus logam las (MPa)

fu= tegangan tarik putus bahan dasar(MPa)

tt = tebal rencana las (mm)

3.8 Struktur Pondasi

Pondasi pada umumnya berlaku sebagai komponen struktur pendukung bangunan yang terbawah dan berfungsi

sebagai elemen terakhir yang meneruskan beban ke tanah. Dalam perencanaan pondasi ada dua jenis pondasi yang umum dipakai dalam dunia konstruksi, yaitu pondasi dangkal dan pondasi dalam. Pondasi dangkal dipakai untuk struktur dengan beban yang relatif kecil, sedangkan untuk pondasi dalam dipakai untuk struktur dengan beban yang relatif besar seperti pada gedung yang berlantai banyak, dikatakan pondasi dalam jika perbandingan antara kedalaman pondasi (D) dengan diameternya (B) adalah lebih besar sama dengan 10 (D/B > 10).Pondasi dalam ini ada beberapa macam jenis, antara lain pondasi tiang pancang, pondasi tiang bor ( pondasi sumuran ), pondasi caisson dan lain sebagainya.

3.8.1 Pondasi Tiang Pancang a. Daya Dukung Tiang Pancang Tunggal

Daya dukung pada pondasi tiang pancang ditentukan oleh dua hal, yaitu daya dukung perlawanan tanah dari unsur dasar tiang pondasi ( Qp ) dan daya dukung tanah dari unsur lekatan lateral tanah ( Qf ). Sehingga daya dukung total dari tanah dapat dirumuskan

Qu = Qp + Qs

Disamping peninjauan berdasarkan kekuatan tanah tempat pondasi tiang pancang di tanam, daya dukung suatu tiang juga harus ditinjau berdasarkan kekuatan bahan tiang pancang tersebut. Hasil daya dukung yang menentukan yang dipakai sebagai daya dukung ijin tiang. Perhitungan daya dukung dapat ditinjau dari dua keadaan, yaitu :

Daya dukung tiang pancang tunggal yang berdiri sendiri

Daya dukung tiang pancang dalam kelompok.

Perhitungan daya dukung tiang pancang

ini dilakukan berdasarkan hasil uji Standard Penetration Test ( SPT ) menurut Luciano Decourt ( 1982 )

Ql = Qp + Qs

15

dimana :

Qp = qp x Ap = ( Np x K ) x Ap

dengan : Np = Harga rata-rata SPT di sekitar 4B di atas

hingga 4 B di bawah dasar tiang pondasi K = Koefisien karakteristik tanah

= 12 t/m2, untuk tanah lempung = 20 t/m2, untuk tanah lanau berlempung = 25 t/m2, untuk tanah lanau berpasir = 40 t/m2, untuk tanah pasir

Ap = Luas penampang dasar tiang qp = Tegangan di ujung tiang

Qs = qs x As =

1

3sN x As

dengan :

qs = Tegangan akibat lekatan lateral dalam t/m2 Ns= Harga rata-rata sepanjang tiang yang

tertanam, dengan batasan : 3 N 50

As = Keliling x panjang tiang yang terbenam

Daya dukung ijin dari satu tiang pancang yang berdiri sendiri adalah daya dukung tiang total dibagi dengan suatu angka keamanan.

Qijin 1 tiang = SFQu

dimana : SF = safety factor = 3 N’ = harga SPT di lapangan N = harga SPT setelah dikoreksi

= 15 + [ ( N’ – 15 ) /2 ]

b. Daya dukung dukung tiang kelompok

Disaat sebuah tiang merupakan bagian dari sebuah group, daya dukungnya mengalami modifikasi, karena pengaruh dari group tiang tersebut. Dari problema ini, dapat dibedakan dua fenomena sebagai berikut :

Pengaruh group disaat pelaksanaan pemancangan tiang-tiang

Pengaruh group akibat sebuah beban yang bekerja

Proses pemancangan dapat

menurunkan kepadatan di sekeliling tiang

untuk tanah yang padat. Namun untuk kondisi tanah didominasi oleh pasir lepas atau dengan tingkat kepadatan sedang, pemancangan dapat menaikkan kepadatan disekitar tiang bila jarak antar tiang < 7 s/d 8 diameter.

Untuk daya dukung batas, pengaruh dari sebuah group tiang pondasi tidak perlu diperhitungkan bila jarak as ke as antar tiang adalah > 3 diameter. Sebaliknya, jarak minimum antar tiang dalam group adalah 2 s/d 2.5 diameter tiang.

Untuk kasus daya dukung group pondasi, harus dikoreksi terlebih dahulu dengan koefisien efisiensi Ce.

QL (group) = QL (1 tiang) × n × Ce

n = jumlah tiang dalam group

Untuk menghitung koefisien efisiensi Ce, digunakan cara Converse – Labarre :

nmsarcCe

11290

/tan1

dimana:

= diameter tiang pondasi

S = jarak as ke as antar tiang dalam group

m = jumlah baris tiang dalam group

n = jumlah kolom tiang dalam group

3.8.2 Repartisi Beban-beban di Atas Tiang Kelompok

Bila diatas tiang-tiang dalam kelompok yang disatukan oleh sebuah kepala tiang (poer) bekerja beban-beban vertikal (V), horizontal (H), dan momen (M), maka besarnya beban vertikal ekivalen (Pv) yang bekerja pada sebuah tiang adalah:

2maxx

2maxy

v yy.M

xx.M

nVP

dimana : V = beban vertikal dari kolom

N = banyaknya tiang dalam group

16

Mx = momen terhadap sumbu x

My = momen terhadap sumbu y

xmax = absis terjauh terhadap titik berat

kelompok tiang

ymax = ordinat terjauh terhadap titik berat

kelompok tiang

∑x2 = jumlah dari kuadrat absis tiap

tiang terhadap garis netral group

∑y2 = jumlah dari kuadrat ordinat tiap

tiang terhadap garis netral group

nilai x dan y positif jika arahnya sama dengan arah e, dan negative bila berlawanan dengan arah e.

Perhitungan jarak tiang ( Dirjen Bina Marga Departemen PU) sebagai berikut :

2,5D ≤ S ≤ 3D

1,5D ≤ S1 ≤ 2D

dimana :

S = jarak antar as tiang pancang.

S1 = jarak as tiang pancang ke tepi.

D = diameter tiang pancang

BAB IV PERENCANAAN STRUKTUR

SEKUNDER

Perencanaan struktur sekunder meliputi struktur pelat atap balok anak, tangga, dan lift.

4.1. Pelat Atap ( lantai 15 )

4.1.1. Beban Berguna ( Super Imposed Load ):

Beban berguna dalam tabel Perencanaan Praktis adalah jumlah beban hidup dan beban-beban finishing lainnya.

1. Beban hidup : ( Menurut PPIUG 1983 )

Beban Lantai atap = 100 kg/m2

2. Beban Finishing:

Tegel = 2 cm x 24 = 48 kg/m2

Aspal = 2 cm x 14 = 28 kg/m2

Plafon = 11 kg/m2

Penggantung = 7 kg/m2

Sanitasi = 20 kg/m2

Plumbing = 10 kg/m2 +

Maka, Beban Berguna = 224 kg/m2

Berdasarkan tabel Perencanaan Praktir ( Brosur Lysaght ) :

Direncanakan menggunakan bondex, tebal 0,75 mm untuk bentang menerus dengan tulangan negative.

Bentang = 2,667 m ( menggunakan 1 baris penyangga )

Tebal plat = 9 cm Tul.Negatif = 2,25 cm2/m’

4.1.2 Pembebanan Pelat Atap

1. Beban hidup : Lantai atap (qL) = 100 kg/m2

2. Beban mati :

Berat pelat bondek = 10,1 kg/m2

Berat beton = 0,09 x 2400 = 216 kg/m2

Aspal = 2 cm x 14 = 28 kg/m2

Spesi (semen) = 2 cm x 21 = 42 kg/m2

Plafon = 11 kg/m2


Sanitasi = 20 kg/m2

Plumbing = 10 kg/m2+

17

4.2 PELAT LANTAI (tipikal lantai 1 sampai 9)4.2.1 Beban Berguna (Super Imposed Load)

•

(Menurut PPIUG 1983)Beban lantai RS

₌

250 kg/m²• Baban Finishing

Tegel = 2 cm x 24

₌

48 kg/m2

Spesi = 2 cm x 21

₌

42

Rangka + Plafon

₌

18

Ducting and plumbing

₌

30

Dinding-Q Panel 10 mm

₌

13,1 kg/m2 +Maka, Beban Berguna

₌

401,1 kg/m²

Berdasarkan tabel Perencanaan Praktis :

• Bentang

₌

4 m(menggunakan 2 baris penyangga)

• Tebal plat

₌

12 cm• Tul. Negatif

₌

cm²/m

Beban Hidup

Direncanakan menggunakan bondek, tebal 0,75mm untuk bentang menerus dengan tulangannegatif.

4,79

kg/m2kg/m2

Gambar 4.1 Penulangan Bondek Atap

kg/m2

Balok

Plat Bondex t = 0,75 mm

120 mm

Tulangan Ø 10 – 200

qD = 444,1 kg/m2

Kombinasi Pembebanan (Qu) :

QU = 1,2qD + 1,6 qL

= 1,2(444,1) + 1,6(100)

= 692,92 kg/m2

3. Perencanaan Tulangan

Dipakai tulangan Ø 8 (As = 0,5024 cm2)

Jumlah tulangan yang dibutuhkan tiap 1 m :

Jarak antar tulangan tarik per meter

Jarak tul.vertikal ( decking ) = 40 mm

Jadi, dipasang tulangan (tarik) negatife Ø8-200


4.2. Pelat Lantai

4.2.1. Beban Berguna ( Super Imposed Load )

( Tipikal lantai LG sampai UG ):


Beban Lantai Mall = 400 kg/m2

2. Beban Finishing:

Tegel = 2 cm x 24 = 48 kg/m2

Spesi = 2 cm x 21 = 42 kg/m2

Plafon = 11 kg/m2


Sanitasi = 20 kg/m2




Direncanakan menggunakan bondek, tebal 0,75 mm untuk bentang menerus dengan tulangan negative.


Tebal plat = 11 cm Tul.Negatif = 3,18 cm2/m

4.2.2 Pembebanan Pelat Lantai ( Tipikal lantai LG sampai UG )

1. Beban hidup : Lantai Mall (qL) = 400 kg/m2

2. Beban mati :

Berat pelat bondek = 10,1 kg/m2

Berat beton = 0,11 x 2400 = 264 kg/m2

Tegel = 2 cm x 24 = 48 kg/m2

Spesi = 2 cm x 21 = 42 kg/m2

Plafon = 11 kg/m2


Sanitasi = 20 kg/m2


qD = 812,1 kg/m2


QU = 1,2qD + 1,6 qL

90

mm

18


•


₌


Tegel = 2 cm x 24

₌

48 kg/m2

Spesi = 2 cm x 21

₌

42

Rangka + Plafon

₌

18


₌

30


₌


₌

401,1 kg/m²


• Bentang

₌


• Tebal plat

₌


₌

cm²/m

Beban Hidup


4,79

kg/m2kg/m2


kg/m2

Balok


120 mm


= 1,2(812,1) + 1,6(400)

= 1614,52 kg/m2



Jumlah tulangan yang dibutuhkan tiap 1 m :




Gambar 4.2 Penulangan Bondek Lantai LG s.d UG

4.2.3. Beban Berguna ( Super Imposed Load )

( Tipikal lantai 1 sampai 14 ) :


Beban Lantai Apartement = 250 kg/m2

2. Beban Finishing:

Tegel = 2 cm x 24 = 48 kg/m2

Spesi = 2 cm x 21 = 42 kg/m2

Plafon = 11 kg/m2


Sanitasi = 20 kg/m2

Plumbing = 10 kg/m2 +



Direncanakan menggunakan bondek, tebal 0,75 mm untuk bentang menerus dengan tulangan negative.


Tebal plat = 9 cm Tul.Negatif = 3,02 cm2/m

4.2.4. Pembebanan Pelat Lantai

( Tipikal lantai 1 sampai 14 )

1. Beban hidup : Lantai Hotel (qL) = 250 kg/m2

2. Beban mati : Berat pelat bondek = 10,1 kg/m2

Berat beton = 0,12 x 2400 = 288 kg/m2

Tegel = 2 cm x 24 = 48 kg/m2

Spesi = 2 cm x 21 = 42 kg/m2

Plafon = 11 kg/m2


Sanitasi = 20 kg/m2


qD = 686,1 kg/m2


QU = 1,2qD + 1,6 qL

= 1,2(686,1) + 1,6(250)

= 1223,32 kg/m2



umlah tulangan yang dibutuhkan tiap 1 m :

110

mm

19


•


₌


Tegel = 2 cm x 24

₌

48 kg/m2

Spesi = 2 cm x 21

₌

42

Rangka + Plafon

₌

18


₌

30


₌


₌

401,1 kg/m²


• Bentang

₌


• Tebal plat

₌


₌

cm²/m

Beban Hidup


4,79

kg/m2kg/m2


kg/m2

Balok


120 mm





Gambar 4.2 Penulangan Bondek Lantai

4.3. Perencaan Balok Anak Balok anak berfungsi untuk membagi luasan lantai agar tidak terlalu lebar sehingga kekakuannya lebih baik. Balok anak menumpu diatas dua tumpuan sederhana.

4.3.1. Data Perencanaan Balok Anak Menggunakan Profil Castellated Beam :

Profil WF 300 x 200 x 9 x 14

Mutu baja BJ.41 , fy = 250 Mpa

= 2500 kg/cm2

W = 65,4 kg/m r = 18 mm

d = 298 mm Ix = 13300 cm4

tw = 9 mm θ = 60º

bf = 201 mm Sx = 893 cm3

tf = 14 mm

h = d – 2(tf + r ) = 234 mm

Gambar 4.3 Pembebanan Balok lantai

4.3.1.1 Kontrol Penampang

Pelat Sayap

λ < λp Penampang Kompak (OK)

Pelat Badan


4.3.2. Perhitungan Dimensi Profil Castellated

( Berdasarkan Jurnal Opened Web Expanded Beams and Girder )

Asumsi, K1 = 1,5

h = d (K1 – 1 )

= 298 ( 1,5 – 1 ) = 149 mm

dg = d + h = 298+ 149 = 447 mm

b =

dT =

ho = 2h = 298 mm

e = 0,25 ho = 74,5 mm

ao = 2b + e = 246,5 mm

90

mm

20

Gambar 4.4 Pot. Memanjang Castellated Beam

Gambar 4.5 Pot. Melintang Castellated Beam

Maka, profil wide flange menjadi profil Castellated dengan data-data sebagai berikut :

dg = 447 mm ho = 298 mm

tw = 9 mm ao = 246,5 mm

bf = 201 mm r = 18 mm

tf = 14 mm

h= dg – 2(tf + r ) = 383mm

4.3.2.1. Mencari Ix dan Zx pada profil castellated

Pada bagian tanpa lubang

= 1496019935 – 16 x 73560059

= 319058991 mm4

= 31905,899 cm4

= 449570,25 + 192 x 6062

= 1613474,25 mm3

= 1613,474 cm3

Pada bagian berlubang

= 1496019935 – 16 x 73560059 – 31336442,25

= 278722548,8 mm4

= 27872,255 cm4

= 10040402,3 – 48 x 175561 – 199809

= 1413665,25 mm3

= 1413,665 cm3

4.3.3. Pembebanan

1. Beban mati :

Berat profil = 65,4 kg/m

Berat pelat lantai=2,667 x 686,1= 1829,8 kg/m

qD = 1895,2 kg/m

2. Beban hidup :

Lantai Hotel (Tabel 3.1 PPIUG 1983) = 250 kg/m2

qL = 2,667 x 250 = 666,75 kg/m

ho

ao

21

Kombinasi Beban :

`qu = 1,2qD + 1,6qL

= (1,2 x 1895,2) + (1,6 x 666,75)

= 3341,04 kg/m

Mu = ⅛ x qu x L2 = ⅛ x 3341,04 x (7,80)2

= 25408,61 kgm

Vu = ½ x qu x L = ½ x 3341,04 x 7,80

= 13030,05 kg

4.3.4 Kontrol Penampang :

Pelat Sayap


Pelat Badan ( ketika solid )


Dari kombinasi pembebanan didapat,

Mu = 25408,61 kgm = 2540861 kgcm

Karena penampang kompak, maka : Mn = Mp

Mn = Fy x Zx

= 2500 x 1613,474

= 4033685 kgcm

Δ As = ho x tw

= 29,8 x 0,9

= 26,82 cm2

Momen Lentur Nominal (berdasarkan ASCE journal page 3327)

Mn = Δ

= 4033685 - 67050 ( 7,45 )

= 3534162,5 kgcm

Φ Mn = 0,9 x 3534162,5

= 3180746,25 kgcm

Φ Mn ≥ Mu

3180746,25 kgcm ≥ 2540861 kgcm (OK)

Pelat Badan ( ketika berlubang )

Didapat, λ < λp Penampang Kompak (OK)

Karena penampang kompak, maka :

Mn = Fy x Zx

= 2500 x 1413,665

= 3534162,5 kgcm

Φ Mn = 0,9 x 3534162.5

= 3180746,25 kgcm

Φ Mn ≥ Mu

3180746,25 kgcm ≥ 2540861 kgcm (OK)

Kontrol Kuat Geser :

Kontrol Tekuk Badan (berdasarkan ASCE journal page 3319)

22

ao = 246,5 mm ho = 298 mm

( nilai 5,6 adalah untuk balok baja non komposit )

Untuk tee atas dan bawah :

μ = 0

μ

μ

= 0,42 x 78591,805

= 33008,56 kg

Vnt ≤ Vpt 33008,56 kg ≤ 78591,805 kg (OK)

Vn = ∑ Vnt = 2 x Vnt = 66017,12 kg

Φ Vn = ∑ Vnt = 0,9 x Vn = 0,9 x 66017,12

= 59415,41 kg

Φ Vn ≥ Vu

59415,41 kg ≥ 13030,05 kg ........ OK

4.3.5 Persamaan Interaksi :

= 0,519 ≤ 1,0 .............. OK

4.3.6 Kontrol Jarak Antar Lubang : S = 2 (b+e) = 2 (86+74,5) = 321 mm

S ≥ ho = 321 mm ≥ 298 mm ........ OK

S ≥ ao

≥ 24,65

32,1 cm ≥ 6,91cm ........OK

4.3.7 Kontrol Lendutan

cm 2,17360780

360Lf

OK! ............ 2,17f0,206

29889,077102780)667,0895,1(

3845

IELqq

3845f

6

4rata-ratax

4Ld

Jadi, Profil Balok Anak dipakai :

Castellated Beam 447 x 200 x 9 x 14

Dengan perhitungan yang sama, maka didapat tabel balok anak sebagai berikut :

BAB V

Lantai 15 300 200 9 14 447 200 9 14

Lantai 1-14 300 200 9 14 447 200 9 14

Lantai LG-UG 300 300 10 15 450 300 10 15

Profil WF Profil Castellated

23

PEMBEBANAN DAN ANALISA STRUKTUR PRIMER

5.1 Umum Merencanakan struktur utama gedung menggunakan pembebanan yang meliputi:

1. Beban mati, berasal dari beban sendiri elemen struktur ,berat plat, beban tangga dan ditambah dengan beban mati tambahan seperti plumbing,finishing,dan lain-lain. Yang pada input Analisa ETABS diambil dari perhitungan pada struktur sekunder.

2. Beban hidup, berasal dari Standar pembebanan PPIUG 1983 yang sudah dihitung pada struktur sekunder.

3. Beban gempa adalah bertujuan untuk mendapatkan beban gempa yang sesuai dengan peraturan untuk dibebankan kedalam struktur gedung. Beban gempa rencana dicek terhadap kontrol – kontrol sesuai peraturan gempa yaitu SNI 03-1726-2002, dimana kontrol - kontrol tersebut terdiri dari kontrol nilai gaya geser dasar (base shear), waktu getar alami fundamental (T), dan simpangan (drift).

5.2 Pembebanan Untuk mendapatkan beban gempa yang sesuai dengan SNI 03-1726-2002, maka terlebih dahulu dicek besarnya Vdinamis yang telah didapatkan dengan bantuan program ETABS v9.7.1 dan membandingkan besaran Vdinamis tersebut dengan Vstatis yang akan diperhitungkan di bawah ini sesuai dengan SNI 03-1726-2002 Ps.6.1, dan nilai Vstatis ini harus dibagikan sepanjang tinggi struktur gedung ke masing – masing lantai sesuai SNI 03-1726-2002 Ps.6.1.2

5.2.1 Data Gedung Data – data gedung yang akan dibutuhkan dalam penghitungan Vstatis adalah sebagai berikut,

- Mutu baja : Bj 41

- Mutu beton (fc’) : 25 MPa

- Tinggi tipikal lantai : 3,00 m

- Tinggi lantai dasar : 5,50 m

- Tebal pelat bondek lantai

: 11 cm

- Tebal pelat bondek lantai atap

: 9 cm

- Profil balok anak : CS 447.200.9.14

- Wilayah Gempa : WG 3

- Kategori tanah : Tanah Lunak

- I : 1

5.2.2 Perhitungan Berat Struktur Beban gravitasi berupa beban mati dan beban hidup yang yang bekerja di tiap lantai/atap.

Tabel 5.1 adalah hasil perhitungan berat tiap lantai yang didapat dari analisa ETABS v9.7.1.

Tabel 5.1 Hasil Perhitungan Berat Struktur

Menurut PPIUG Ps.3.5 bahwa beban hidup dapat direduksi untuk komponen struktur yang menumpu beberapa lantai tingkat, maka beban hidup diatas dapat direduksi dikalikan dengan koefisien reduksi untuk beban hidup sebesar 0,3 untuk gedung

Story Tinggi (m) Berat (Kg)

STORY17 55,5 798568,0162

STORY16 52,5 895768,1851

STORY15 49,5 895768,1851

STORY14 46,5 895768,1851

STORY13 43,5 895768,1851

STORY12 40,5 895768,1851

STORY11 37,5 895768,1851

STORY10 34,5 900888,13

STORY9 31,5 906570,6834

STORY8 28,5 906570,6834

STORY7 25,5 906570,6834

STORY6 22,5 906570,6834

STORY5 19,5 906570,6834

STORY4 16,5 906570,6834

STORY3 13,5 1356672,493

STORY2 9,5 1412688,836

STORY1 5,5 1457706,66

16740557,35Σ Wt =

24

yang berfungsi sebagai Hotel/Apartement menurut PPIUG Ps.3.5 Tabel 3.3.

5.3 Pembebanan Dinamis Pembebanan gempa secara dinamis menggunakan bantuan program ETABS v9.7.1 dengan analisa dinamis respons spektrum. Sebelumnya dilakukan permodelan 3D struktur dari gedung Petra Square Apartement and Shopping Arcade Surabaya sebagai berikut :

Gambar 5.1 Pemodelan 3D

5.3.1 Arah Pembebanan Beban gempa yang bekerja pada struktur bangunan terjadi dalam arah sembarang (tidak terduga) baik dalam arah x dan y secara bolak balik dan periodikal. Menurut SNI 03-1726-2002 ps 5.8.2. untuk mensimulasikan arah pengaruh gempa rencana yang sembarang terhadap struktur gedung, pengaruh pembebanan gempa rencana dalam arah utama harus dianggap efektif 100% dan terjadi bersamaan dengan pengaruh pembebanan gempa yang arahnya tegak lurus dengan arah utama dengan efektifitas 30%.

Gempa Respon Spektrum X : 100% efektifitas untuk arah X dan 30% efektifitas arah Y

Gempa Respon Spektrum Y : 100% efektifitas untuk arah Y dan 30% efektifitas arah X

5.3.2 Faktor Respons Gempa (C) Faktor Respon Gempa (C) dinyatakan dalam percepatan gravitasi yang Nilai Faktor Respon Gempa (C1) bergantung pada waktu getar alami struktur gedung dan kurvanya ditampilkan dalam spektrum respon gempa rencana. Respon Spektrum gempa rencana untuk masing masing wilayah gempa ditetapkan grafik nilai C-T dalam Gambar 2 SNI 03-1726-2002. Dimana pada perencanaan gedung ditetapkan Respon Spektrum gempa Rencana Wilayah Gempa 1 pada tanah keras.

Gambar 5.2 Grafik nilai C-T zona gempa 3

Pada gambar dapat dilihat untuk menentukan nilai faktor respon gempa (C1) pada tanah lunak didapat dengan nilai

T75,0 dimana T

adalah waktu getar alami struktur gedung yang didapat dari hasil analisa struktur setelah men-define Respon Spektrum Rencana dan mengeplot grafik C-T pada analisa Respon Spektrum.

5.3.3 Respon Spektrum Rencana Menurut SNI 03-1726-2002 ps 7.2.1

menyatakan bahwa analisis Respons Spektrum Gempa Rencana, nilai ordinatnya harus dikalikan dengan I/R. Lalu karena nilai C dinyatakan dengan percepatan gravitasi, maka nilai C harus dikalikan faktor pengali percepatan gravitasi sebesar 9,81 m/s. Nilai I adalah 1 untuk gedung Hotel/Apartement dan R adalah 5,5 karena menggunakan desain Sistem Rangka Pemikul Momen Biasa (SRPMB).

25

5.4 Kontrol Waktu Getar Alami Fundamental (T)

T dihitung dengan menggunakan rumus empiris Method A dari UBC 1997 Section 1630.2.2 dengan gedung 55,5 meter.

Pada arah X Tx = Cc (hn)3/4

= Cc (55,5)3/4

= 1,22 detik

Pada arah Y Ty = Cc (hn)3/4

= Cc (55,5)3/4

= 1,22 detik

Untuk mencegah penggunaan struktur gedung yang terlalu fleksibel, nilai waktu getar alami fundamental (T) dari struktur gedung harus dibatasi. Dengan nilai ζ dari Tabel 8 SNI 03-1726-2002 dan n adalah jumlah lantai dari gedung yang akan ditinjau, maka kontrol waktu getar alami fundamental (T) menjadi,

T < ζ n

Untuk WG 3 maka nilai ζ = 0,18 dan nilai n = 17.

Arah x Tx=1,22 < (0,18x17) = 3,06 detik ………..OK

Arah y Ty=1,22 < (0,18x17) = 3,06 detik ………..OK

Sehingga, beradasarkan waktu getar alami fundamental struktur gedung masih memenuhi batas kontrol waktu getar alami.

5.5 Kontrol Gaya Geser Dasar (Base Shear) Nilai akhir respons dinamik struktur gedung terhadap pembebanan gempa nominal akibat Gempa Rencana dalam suatu arah tertentu, tidak boleh diambil kurang dari 80% nilai respons ragam yang pertama, sesuai SNI 03-1726-2002 Ps. 7.1.3. Dengan nilai waktu getar alami fundamental (T) perkiraan awal dengan rumus empiris sebagai berikut,

Ty = 1,22 detik

Tx = 1,22 detik

Maka dari Gambar 5.2 didapat nilai

Cy = 0,75 dan Cx = 0,75

Dari tabel 5.1 didapat nilai Wx = Wt = 16740557,35 kg

• Untuk arah x

kg 275,2282803516740557,35,5

1 0,75WR

ICV t

xxs

= 22828,03 kN

• Untuk arah y

kg 275,2282803 516740557,35,5

10,75WR

ICV t

yys

= 22828,03 kN

Setelah dilakukan analisa struktur dengan asumsi – asumsi yang telah dijelaskan diatas, maka didapatkan output untuk nilai gaya geser dasar (base shear) sebagai berikut,

Vxd = 817432,72 Kg = 8174,32 kN

Vyd = 245290,68 Kg = 2452,91 kN

Maka untuk arah x,

OK!Not .............kN........ 18262,42 kN 8174,328,0

xsxd VV

Maka untuk arah y,

OK!......Not ..........kN........ 18262,42 kN 2452,918,0

ysyd VV

Sehingga, untuk memenuhi persyaratan SNI 03-1726-2002 Ps. 7.1.3, maka menurut SNI 03-1726-2002 Ps. 7.2.3 gaya geser tingkat nominal akibat pengaruh gempa rencana sepanjang tinggi struktur gedung hasil analisis ragam spektrum respon dalam suatu arah

26

tertentu harus dikalikan nilainya dengan suatu faktor skala.

Dimana:

V1 = Gaya geser dasar nominal sebagai respon dinamik ragam pertama.

Vt = Gaya geser dasar nominal yang didapat dari hasil analisa ragam spektrum respons yang telah dilakukan.

Sehingga dengan cara tersebut didapat nilai FS untuk masing-masing arah pembebananya. Nilai skala tersebut adalah sebagai berikut :

- Untuk arah x

- Untuk arah y

Setelah didapat nilai-nilai skala untuk masing-masing arah pembebanan, maka dilakukan analisa struktur ulang dengan mengalikan faktor diatas pada scale factor untuk Define Respons Spectra. Kemudian dilakukan running program ulang sehingga didapatkan output sebagai berikut :

Vxd = 1840082,94 Kg = 18400,82 kN

Vyd = 1844779,24 Kg = 18447,79 kN

Maka untuk arah x,

OK! .............kN........ 18262,42 kN 18400,828,0

xsxd VV

Maka untuk arah y,

......OK!..........kN........ 18262,42 kN 18447,798,0

ysyd VV

Sehingga, gaya gempa dari spektrum respons dynamic tersebut selanjutnya digunakan sebagai beban gempa desain struktur.

5.6 Kontrol Partisipasi Massa Sesuai dengan SNI 03-1726-2002 Ps. 7.2.1 jumlah ragam vibrasi (jumlah mode shape) yang ditinjau dalam penjumlahan respons ragam harus sedemikian rupa sehingga partisipasi massa (Modal participating Mass Ratios) dalam menghasilkan respons total harus mencapai sekurang – kurangnya 90 %.

Tabel 5.2 Modal Participating Mass Ratio

Dari Tabel 5.2 didapatkan bahwa dalam penjumlahan respons ragam menghasilkan respons total mencapai 97,987 % untuk arah X dan 97,846 % untuk arah Y. Dengan demikian ketentuan menurut SNI 03-1726-2002 Ps. 7.2.1 dapat dipenuhi.

5.7 Metode Penjumlahan Respons Ragam Menurut SNI 03-1726-2002 Ps. 7.2.2 untuk struktur gedung tidak beraturan yang memiliki waktu-waktu getar alami yang berdekatan yaitu apabila selisih nilainya kurang dari 15 %, harus dilakukan dengan metoda Kombinasi Kuadratik Lengkap (CQC). Untuk Struktur gedung yang memiliki waktu getar alami yang berjauhan, penjumlahan

Mode Period UX UY UZ SumUX SumUY SumUZ

1 1,632778 0 73,1298 0 0 73,1298 0

2 1,411936 74,2906 0 0 74,2906 73,1298 0

3 1,194791 0,2988 0,0003 0 74,5893 73,1302 0

4 0,544257 0 14,3981 0 74,5893 87,5283 0

5 0,472144 13,9868 0 0 88,5761 87,5283 0

6 0,402335 0,084 0 0 88,6601 87,5283 0

7 0,314446 0 5,7344 0 88,6601 93,2628 0

8 0,270437 5,0879 0 0 93,748 93,2628 0

9 0,231304 0,0048 0 0 93,7528 93,2628 0

10 0,214197 0 2,3586 0 93,7528 95,6214 0

11 0,18439 2,0892 0 0 95,8419 95,6214 0

12 0,157685 0,0008 0 0 95,8428 95,6214 0

13 0,155223 0 1,2272 0 95,8428 96,8486 0

14 0,135053 1,1626 0 0 97,0054 96,8486 0

15 0,118877 0 0,9973 0 97,0054 97,8459 0

16 0,11563 0,0014 0 0 97,0068 97,8459 0

17 0,104942 0,98 0 0 97,9868 97,8459 0

27

respons ragam dapat dilakukan dengan metoda Akar Jumlah Kuadarat (SRSS).

Tabel 5.3 Selisih Periode Antar Mode yang Berdekatan

Karena selisih waktu getar alami dominan kurang dari 15%, maka metoda penjumlahan ragam respons menggunakan metoda CQC.

5.8 Kontrol Batas Simpangan (drift)

5.8.1 Kinerja Batas Layan

Kinerja batas layan struktur gedung (Δs) ditentukan oleh simpangan antar tingkat akibat pengaruh gempa nominal, yaitu untuk membatasi terjadinya pelelehan baja dan peretakan beton yang berlebihan, disamping untuk mencegah kerusakan non-struktur. Berdasarkan SNI 03-1726-2002 Ps. 8.1.2, simpangan antar tingkat yang dihitung dari simpangan struktur gedung tidak boleh melampaui

R03.0 dikali tinggi tingkat yang

bersangkutan atau dibatasi sebesar 30 mm, bergantung yang mana nilainya terkecil. Nilai R didapat sebesar 5,5 sehingga batasan Simpangan Batas Layan struktur gedung : • Untuk h = 3 m :

Δs = 35,503,003,0

ihR

= 0,01636 meter

= 16,36 mm Nilai simpangan struktur gedung didapat dari hasil running ETABS v9.2.0 dengan memilih satu titik pada setiap gedung yang direncanakan. Sedangkan nilai simpangan antar tingkat diambil dari selisih nilai simpangan antar gedung yang terjadi. Nilai simpangan gedung yang terjadi dapat dilihat pada tabel berikut : Tabel 5.4 Analisa ∆s akibat gempa arah x

Tabel 5.5 Analisa ∆s akibat gempa arah y

Dari tabel tersebut dapat dilihat nilai simpangan antar tingkat dalam arah X maupun arah Y tidak ada yang melebihi syarat batas yang telah ditentukan.

hx ?s ?s antar lantai Syarat ?s

(m) (mm) (mm) (mm)

STORY17 55,5 22,6654 0,527 16,36 OK

STORY16 52,5 22,1384 0,6915 16,36 OK

STORY15 49,5 21,4469 0,8556 16,36 OK

STORY14 46,5 20,5913 1,0106 16,36 OK

STORY13 43,5 19,5807 1,1541 16,36 OK

STORY12 40,5 18,4266 1,2862 16,36 OK

STORY11 37,5 17,1404 1,4115 16,36 OK

STORY10 34,5 15,7289 1,4937 16,36 OK

STORY9 31,5 14,2352 1,5815 16,36 OK

STORY8 28,5 12,6537 1,6579 16,36 OK

Story Ket

hx ?s ?s antar lantai Syarat ?s

(m) (mm) (mm) (mm)

STORY17 55,5 65,0704 1,5031 16,36 OK

STORY16 52,5 63,5673 1,9722 16,36 OK

STORY15 49,5 61,5951 2,4159 16,36 OK

STORY14 46,5 59,1792 2,8314 16,36 OK

STORY13 43,5 56,3478 3,2161 16,36 OK

STORY12 40,5 53,1317 3,5717 16,36 OK

STORY11 37,5 49,56 3,9142 16,36 OK

STORY10 34,5 45,6458 4,119 16,36 OK

STORY9 31,5 41,5268 4,3549 16,36 OK

STORY8 28,5 37,1719 4,5567 16,36 OK

STORY7 25,5 32,6152 4,7142 16,36 OK

STORY6 22,5 27,901 4,808 16,36 OK

STORY5 19,5 23,093 4,78 16,36 OK

STORY4 16,5 18,313 4,6086 16,36 OK

STORY3 13,5 13,7044 5,1148 16,36 OK

STORY2 9,5 8,5896 4,7396 16,36 OK

STORY1 5,5 3,85 3,85 16,36 OK

KetStory

STORY7 25,5 10,9958 1,7165 16,36 OK

STORY6 22,5 9,2793 1,7446 16,36 OK

STORY5 19,5 7,5347 1,7065 16,36 OK

STORY4 16,5 5,8282 1,4974 16,36 OK

STORY3 13,5 4,3308 1,6246 16,36 OK

STORY2 9,5 2,7062 1,4934 16,36 OK

STORY1 5,5 1,2128 1,2128 16,36 OK

Mode Period Selisih %

1 1,63278

0,22084 22,0842

2 1,41194

0,21715 21,7145

3 1,19479

0,65053 65,0534

4 0,54426

0,07211 7,2113

5 0,47214

0,06981 6,9809

6 0,40234

0,08789 8,7889

7 0,31445

0,04401 4,4009

8 0,27044

0,03913 3,9133

9 0,23130

0,01711 1,7107

10 0,21420

0,02981 2,9807

11 0,18439

0,02671 2,6705

12 0,15769

0,00246 0,2462

13 0,1552213 0,15522

0,02017 2,017

14 0,13505

0,01618 1,6176

15 0,11888

0,00325 0,3247

16 0,11563

0,01069 1,0688

17 0,10494

28

5.8.2 Kinerja Batas Ultimate

Kinerja batas ultimate struktur gedung (Δm) ditentukan oleh simpangan dan simpangan antar lantai maksimum akibat pengaruh gempa rencana, yaitu untuk membatasi kemungkinan terjadinya keruntuhan yang dapat menimbulkan korban jiwa dan untuk mencegah benturan berbahaya antar gedung atau antar bagian yang dipisah dengan sela dilatasi.

Berdasarkan SNI 03-1726-2002 Ps. 8.2.1, simpangan dan simpangan antar tingkat ini harus dihitung dari simpangan struktur gedung akibat pembebanan gempa nominal, dikalikan dengan suatu factor pengali ξ .

• Untuk gedung tidak beraturan

ξ =

Dimana :

R = Faktor reduksi gempa = 5,5 (SRPMM)

FS = Faktor skala yang ditentukan dalam SNI 03-1726-2002 pasal 7.2.3

(diambil nilai FS terkecil untuk keamanan = 1)

Sehingga nilai ξ = 0,7R didapat nilai ∆m = 0,7 x R x ∆s. Dimana nilai ∆m sesuai SNI 03-1726-2002 pasal 8.2.1 tidak boleh melebihi 0,02 x tinggi antar tingkat. Maka didapatkan nilai syarat ∆m sebagai berikut :

Syarat ∆m = 0,02 x 3 meter = 0,06 meter = 60 mm

ξ = 0,7R (Untuk gedung beraturan)

ξ = R (Untuk gedung tidak beraturan)

Tabel 5.7 Analisa ∆m arah x

Tabel 5.8 Analisa ∆m arah y

5.9 Perhitungan Kontrol Dimensi Balok Induk Interior :

5.9.1 Lantai 1

Hasil output ETABS akibat (envelope combo) story 1, didapat :

Mmax (-) = 30499,92 Kgm

= 3049992 Kgcm

Vu (-) = 18017,18 Kg

L = 8 m

Profil WF 400 x 300 x 10 x 16

Mutu baja , fy = 250 Mpa

= 2500 kg/cm2

hx ?s antar lantai ?m antar lantai Syarat ?s

(m) (mm) (mm) (mm)

STORY17 55,5 1,5031 8,2671 60 OK

STORY16 52,5 1,9722 10,8471 60 OK

STORY15 49,5 2,4159 13,2875 60 OK

STORY14 46,5 2,8314 15,5727 60 OK

STORY13 43,5 3,2161 17,6886 60 OK

STORY12 40,5 3,5717 19,6444 60 OK

STORY11 37,5 3,9142 21,5281 60 OK

STORY10 34,5 4,119 22,6545 60 OK

STORY9 31,5 4,3549 23,9520 60 OK

STORY8 28,5 4,5567 25,0619 60 OK

STORY7 25,5 4,7142 25,9281 60 OK

STORY6 22,5 4,808 26,4440 60 OK

STORY5 19,5 4,78 26,2900 60 OK

STORY4 16,5 4,6086 25,3473 60 OK

STORY3 13,5 5,1148 28,1314 60 OK

STORY2 9,5 4,7396 26,0678 60 OK

STORY1 5,5 3,85 21,1750 60 OK

Story Ket

hx ?s antar lantai ?m antar lantai Syarat ?s

(m) (mm) (mm) (mm)

STORY17 55,5 0,527 2,8985 60 OK

STORY16 52,5 0,6915 3,8033 60 OK

STORY15 49,5 0,8556 4,7058 60 OK

STORY14 46,5 1,0106 5,5583 60 OK

STORY13 43,5 1,1541 6,3476 60 OK

STORY12 40,5 1,2862 7,0741 60 OK

STORY11 37,5 1,4115 7,7633 60 OK

STORY10 34,5 1,4937 8,2153 60 OK

STORY9 31,5 1,5815 8,6983 60 OK

STORY8 28,5 1,6579 9,1185 60 OK

STORY7 25,5 1,7165 9,4408 60 OK

STORY6 22,5 1,7446 9,5953 60 OK

STORY5 19,5 1,7065 9,3858 60 OK

STORY4 16,5 1,4974 8,2357 60 OK

STORY3 13,5 1,6246 8,9353 60 OK

STORY2 9,5 1,4934 8,2137 60 OK

STORY1 5,5 1,2128 6,6704 60 OK

Story Ket

29

W = 107 kg/m r = 22 mm

d = 390 mm Ix= 38700cm4

tw = 10 mm Zx = 1846cm3

bf = 300 mm θ = 60º

tf = 16 mm Sx =1980 cm3

h = d – 2(tf + r ) = 234 mm

Kontrol Penampang

Pelat Sayap


Pelat Badan


Perhitungan Dimensi Profil Castellated

(Berdasarkan Jurnal Opened Web Expanded Beams and Girder )

Asumsi, K1 = 1,5

H = d (K1 – 1 )

= 390 ( 1,5 – 1 ) = 195 mm

dg = d + h = 390+ 195 = 585 mm

b =

dT =

ho = 2h = 390 mm

e = 0,25 ho = 97,5 mm

ao = 2b + e = 322,93 mm

Maka, profil wide flange menjadi profil Castellated dengan data-data sebagai berikut :

dg = 585 mm ho = 390 mm

tw = 10 mm ao = 322,93 mm

bf = 300 mm r = 22 mm

tf = 16 mm

h = d – 2(tf + r ) = 509 mm

Mencari Ix dan Zx pada profil castellated Pada bagian tanpa lubang

= 918158180,8 mm4

= 91815,81808 cm4

= 3495722,5 mm3

= 3495,7225 cm3

Pada bagian berlubang

= 868725680,8 mm4

= 86872,56808 cm4

= 3115472,5 mm3

= 3115,4725 cm3

30

Kontrol Penampang :

Pelat Sayap


Pelat Badan ketika solid


Dari kombinasi pembebanan didapat,

Mu = 30499,92 Kgm = 3049992 Kgcm

Karena penampang kompak, maka : Mn = Mp

Mn = Fy x Zx

= 2500 x 1846

= 4615000 kgcm

Δ As = ho x tw = 390 x 10

= 3900 mm2 = 39 cm2

Momen Lentur Nominal (berdasarkan ASCE journal page 3327

Mn = Δ

= 4615000 - 97500 ( 9,75 )

= 3664375 kgcm

Φ Mn = 0,9 x 3664375

= 3297937,5 kgcm

Φ Mn ≥ Mu

3297937,5 kgcm ≥ 3049992 kgcm (OK)

Pelat Badan ketika berlubang

Didapat,


Kontrol Kuat Geser :

Kontrol Tekuk Badan (berdasarkan ASCE journal page 3319)

ao = 322,93 mm ho = 390 mm

( nilai 5,6 adalah untuk balok non komposit )

Untuk tee atas dan bawah :

μ = 0

μ

μ

= 0,43 x = 50601,420 kg

31

Vnt ≤ Vpt

50601,42 kg ≤ kg (OK)

Vn = ∑ Vnt = 2 x Vnt = 101202,84 kg

Φ Vn = ∑ Vnt = 0,9 x Vn = 0,9 x 101202,84

= 91082,55 kg

Φ Vn ≥ Vu

91082,55 kg ≥ 18017,18 kg

Persamaan Interaksi :

= 0,79 ≤ 1,0 .............. OK

Kontrol Jarak Antar Lubang :

S = 2 (b+e) = 2 (113+97,5) = 420,43 mm

S ≥ ho = 420,43 mm ≥ 390 mm ........ OK

S ≥ ao

≥ 32,29

42,04 cm ≥ 6,715 cm ....................... OK

Kontrol Lendutan

cm 2,22360800

360Lf

Lendutan yang terjadi (hasil etabs) :

f ° = 0,726 cm

f ° < fijin ...............OK

5.10. Perhitungan Kontrol Dimensi Kolom Interior

5.10.1 Lantai 1

Hasil output ETABS akibat combo 6 (1,2 D + 1,6 L + 1 E) batang C29-story 1, didapat :

Pu (-) = 939463 Kg

Mux = 20189,60 Kgm

Muy (-) = 69201,84 Kgm

h = 5,5 m

Profil K 900 x 450 x 16 x 38

Mutu baja , fy = 250 Mpa

= 2500 kg/cm2

Ag = 947,68 kg/m tw = 16 mm

tf = 38 mm Ix = 768052 cm4

Iy = 768052 cm4 Sx = 17067,81 cm3

Sy = 17067,81 cm3 Zx = 21356 cm3

Zy = 19509 cm3 rx = 28,46 cm3

Ry = 28,46 cm3 h = 767 mm

Kontrol Penampang

Pelat Sayap


Pelat Badan


karena penampang kompak,

maka Mnx = Mny = Mp

Sumbu X

Mx = Sx x Fy

= 17067, 81 x 2500

= 426695,25 kgm

1,5 Mx = 640042,88 kgm

32

Mnx = fy x Zx

= 2500 x 21356

= 533900 kgm

Mnx ≤ 1,5 Mx

533900 kgm ≤ 640042,88 kgm ............ OK

Sumbu Y

My = Sy x Fy

= 17067, 81 x 2500

= 426695,25 kgm

1,5 Mx = 640042,88 kgm

Mny = fy x Zy

= 2500 x 19509

= 487725 kgm

Mny ≤ 1,5 My

487725 kgm ≤ 640042,88 kgm ............ OK

Jadi, diperoleh :

Mnx = 533900 kgm

Mny = 487725 kgm

Kontrol Tekuk Lateral

Lb = 550 cm

Lb < Lp → Bentang Pendek

Terhadap Sumbu X

Bagian dasar kolom diasumsikan jepit, sehingga GB = 1

GB = 1

Diperoleh : Kc = 1,92 ( bergoyang )

Kc = 0,852 ( tidak begoyang)

Tidak bergoyang :

λ

λ

Bergoyang :

λ

λ

Terhadap Sumbu Y

Bagian dasar kolom diasumsikan jepit, sehingga GB = 1

GB = 1

Diperoleh : Kc = 1,92 ( bergoyang )

Kc = 0,852 ( tidak begoyang)

Tidak bergoyang :

λ

λ

Bergoyang :

λ

λ

Diambil yang terbesar λ = 37,10 ( menentukan )

λ λ

0,25 < λc < 1,2 → Kolom menengah (inelastic)

Dimana :

λ

33

Momen Balok Terhadap Sumbu X :

Nu = 939463 kg

Ncrsx = kg

Karena Cm ≤ 1 maka

Mltx = 20189,60 kgm

Mntx = akibat DL + LL = 58,98 kgm

Mux = bx Mn tx + b x Mltx

= 20248,58 kgm

Momen Balok Terhadap Sumbu Y :

Nu = 939463 kg

Ncrsy = kg

Karena Cm ≤ 1 maka

Mlty = 69201,84 kgm

Mnty = akibat DL + LL = 1909,96 kgm

Muy = by Mnty + by Mlty

= 711118 kgm

Interaksi Aksial-Momen

Dipakai rumus interaksi 1

= 0,658 ≤ 1,0 .............. OK

Dengan perhitungan yang sama, maka :

Tabel 5.9 Perhitungan Kontrol Dimensi Kolom Induk Interior

BAB VI PERENCANAAN SAMBUNGAN

6.1 Sambungan Balok Anak dengan Balok Eksterior

Sambungan yang digunakan adalah sambungan baut karena balok anak terletak pada 2 tumpuan sederhana.

Vu = 4672,53 kg

Balok anak : 447 x 200 x 9 x 14

Balok induk : 585 x 300 x 10 x 16

Gambar 6.1 Sambungan Balok Anak dengan Balok Eksterior

a. Sambungan pada badan balok anak Penentuan Jumlah Baut

Direncanakan menggunakan:

Ø = 16 mm

fy = 2500 kg/cm2

fu = 4100 kg/cm2

Pelat siku dari profil 60 x 60 x 6

Ab = ¼ d2 = ¼ x 3,14 x 1,62 = 2,0096 cm2

Kuat Geser ( Vn )

Pu Mux Muy

(Kg) (Kgm) (Kgm)

1 K 900 x 450 x 16 x 38 939463 20189,6 69201,84 0,685

2 s/d 3 K 800 x 450 x 16 x 38 856627 18967,74 56351,80 0,630

4 s/d 10 K 700 x 300 x 12 x 32 63298 4661,30 43567,50 0,442

11 s/d 17 K 600 x 350 x 12 x 25 32747 4358,64 30271,38 0,685

Lantai KolomPersamaan

Interaksi

30

3050

Balok IndukCS 585x300x10x16

Balok AnakCS 447x200x9x14

Baut D16

Profil Siku60x60x6

34

= x Fu x 0,5 x Ab x m

= 0,75 x4100 x 0,5 x 2,0096 x 2

= 6197,52 kg ( menentukan)

Kuat Tumpu ( Vn )

= x 2,4 x Fu x db x tp

= 0,75 x 2,4 x 4100 x 1,6 x 0,6

= 7084,8 kg

Dipakai Vn = 6197,52 kg ( menentukan )

Jumlah baut yang diperlukan :

Vu ≤ n x Vn = 2 x 6197,52 = 12395,04 kg .....OK

Kontrol jarak baut

Jarak ke tepi = 1,5 db s.d ( 4 tp + 100mm) atau 200mm

= 2,4 cm s.d 12,4 cm → Terpasang = 3 cm

Jarak antar baut = 3 db s.d 15 tp atau 200mm

= 4,8 cm s.d 9 cm → Terpasang = 5 cm

b. Sambungan pada badan balok induk eksterior Penentuan Jumlah Baut


Ø = 16 mm

Fy = 2500 kg/cm2

fu = 4100 kg/cm2


Ab = ¼ d2 = ¼ x 3,14 x 1,62 = 2,0096 cm2

Kuat Geser ( Vn )


= 0,75 x 4100 x 0,5 x 2,0096 x 1


Kuat Tumpu ( Vn )


= 0,75 x 2,4 x 4100 x 1,6 x 0,6

= 7084,8 kg

Dipakai Vn = 3089,76 kg ( menentukan)


Vu ≤ n x Vn = 2 x 3089,76 = 6179,52 kg ....OK

Diameter perlemahan ( dengan bor ) :

Ø + 1,5 = 16 + 1,5 = 17,5 mm = 1,75 cm

Anv = (6,91- 2 x 1,75) x 0,6 x 2

= 4,092 cm2

Pn = x Anv x 0,6 x Fu

= 0,75 x 4,092 x 0,6 x 4100

= 7549,74 kg

Kontrol jarak baut

Jarak ke tepi = 1,5 db s.d (4tp + 100mm) atau 200mm




Dengan perhitungan yang sama maka didapat :

35

Tabel 6.1 Sambungan pada Balok Anak

Tabel 6.2 Sambungan pada Balok Induk Eksterior

6.2 Sambungan Balok Anak dengan Balok Interior

Sambungan yang digunakan adalah sambungan baut karena balok anak terletak pada 2 tumpuan sederhana.

Vu = 6648,25 kg ; 2Vu = 12296,5 kg

Balok anak : 447 x 200 x 9 x 14

Balok induk : 585 x 300 x 10 x 16

Gambar 6.3 Sambungan Balok Anak dengan Balok Induk Interior

Gambar 6.2 Detail Sambungan Balok Anak dengan Balok Induk Interior

a. Sambungan pada badan balok anak Penentuan Jumlah Baut


Ø = 16

fy = 2500 kg/cm2

fu = 4100 kg/cm2


Ab = ¼ d2 = ¼ x 3,14 x 1,62 = 2,0096 cm2

Kuat Geser ( Vn )


= 0,75 x 4100 x 0,5 x 2,0096 x 2


Kuat Tumpu ( Vn )


= 0,75 x 2,4 x 4100 x 1,6 0,6

= 7084,8 kg



Vu ≤ n x Vn = 2 x 6179,52 = 12359,04 kg .....OK

Kontrol jarak baut





Vu Jarak ke tepi Jarak antar baut

(Kg) (cm) (cm)

2 s.d 3 4672,53 2 3 5

4 s.d 10 4550,12 2 3 5

11 s.d 17 43256,85 2 3 5

Lantai Jumlah Baut (n)

Sambungan Pada Balok Anak

Diameter = 16 mm

Pelat Siku 60 x 60 x 6


(Kg) (cm) (cm)

2 s.d 3 4672,53 2 3 5

4 s.d 10 4550,12 2 3 5

11 s.d 17 43256,85 2 3 5

Diameter = 16 mm



Sambungan Pada Balok Induk Eksterior

30

3050

Balok Induk InteriorCS 585x300x10x16


Baut D16

Profil Siku60x60x6

30

3050


Profil Siku60x60x6

30

3050

Baut D16

30

3050

36

b. Sambungan pada badan balok induk interior Penentuan Jumlah Baut


Ø = 16

Fy = 2500 kg/cm2

fu = 4100 kg/cm2


Ab = ¼ d2 = ¼ x 3,14 x 1,62 = 2,0096 cm2

Kuat Geser ( Vn )


= 0,75 x 4100 x 0,5 x 2,0096 x 2


Kuat Tumpu ( Vn )


= 0,75 x 2,4 x 4100 x 1,6 0,6

= 7084,8 kg



Vu ≤ n x Vn = 2 x 6179,52 = 12359,04 kg .....OK

Diameter perlemahan ( dengan bor ) :

Ø + 1,5 = 16 + 1,5 = 17,5 mm = 1,75 cm

Anv = (6,91- 2 x 1,75) x 0,6 x 2

= 4,092 cm2

Pn = x Anv x 0,6 x Fu

= 0,75 x 4,092 x 0,6 x 4100

= 7549,74 kg

Kontrol jarak baut

Jarak ke tepi = 1,5 db s.d (4tp + 100mm) atau 200mm





Tabel 6.3 Sambungan pada Balok Anak

Tabel 6.4 Sambungan pada Balok Interior

3 Sambungan Balok Induk dengan Kolom Interior

Dari hasil output ETABS libat kombinasi ( 1,2 D + 1 L + 1 E ) untuk C29-story 1

Vu = 20059,93 kg

Mu = 33826,83 kgm

Kolom Interior (King Cross):900 x 450 x 16 x 38

Balok induk : 585 x 300 x 10 x 16


(Kg) (cm) (cm)

2 s.d 3 6528,85 2 3 5

4 s.d 10 6327,53 2 3 5

11 s.d 17 6322,48 2 3 5



Sambungan Pada Balok Anak

Diameter = 16 mm

2 Vu Jarak ke tepi Jarak antar baut

(Kg) (cm) (cm)

2 s.d 3 12485,8 2 3 5

4 s.d 10 12335,1 2 3 5

11 s.d 17 12255,7 2 3 5


Sambungan Pada Balok Induk Interior

Diameter = 16 mm



King Cross900x450x16x38

40

40

80

40808080

Baut D25

37

Gambar 6.3 Sambungan Balok Induk dengan Kolom Interior

a. Sambungan pada Badan Balok Penentuan Jumlah Baut


Ø = 25 mm

fy = 2500 kg/cm2

fu = 4100 kg/cm2


Ab = ¼ d2 = ¼ x 3,14 x 2,52 = 4,906 cm2

Kuat Geser ( Vn )


= 0,75 x 4100 x 0,5 x 4,906 x 2

= 15086,718 kg

Kuat Tumpu ( Vn )


= 0,75 x 2,4 x 4100 x 2,5 x 0,7

= 12915 kg ( menentukan)

Dipakai Vn = 12915 kg ( menentukan)


Vu ≤ n x Vn = 2 x 12915 = 25830 kg .....OK

Kontrol jarak baut





b. Sambungan pada Sayap Kolom Penentuan Jumlah Baut

Ø = 25 mm

fy = 2500 kg/cm2

fu = 4100 kg/cm2

Pelat siku dari profil 70 x 70 x7

Ab = ¼ d2 = ¼ x 3,14 x 2,52 = 4,906 cm2

Kuat Geser ( Vn )


= 0,75 x 4100 x 0,5 x 4,906 x 1


Kuat Tumpu ( Vn )


= 0,75 x 2,4 x 4100 x 2,5 x 0,7

= 12915 kg



Vu ≤ n x Vn = 4 x 7543,35 = 22630,078 kg .....OK

Kontrol jarak baut


80

40

40

40 80 80 40

80

Baut D25

38




c. Kontrol Kekuatan Siku Penyambung Kontrol terhadap leleh

Ag x 0,9 x fy ≥ Vu

= (( 25 x 0,7 ) x 0,9 x 2500 x 2

= 78750 kg ≥ 20059,93 kg .........OK

Kontrol terhadap patah :

An x 0,75 x Fu ≥ Vu

( Ag - ∑ d’ x tw ) 0,75 x Fu ≥ Vu

= (( 25 x 0,7 – 2 x ( 2,65 x 0,7 )) x 0,75 x 4100

= 42404,25 kg ≥ 20059,93 kg .........OK

d. Kontrol Kekuatan Sambungan Sayap Kolom–Profil T

Direncanakan

Ø = 25 mm

fy = 2500 kg/cm2

fu = 4100 kg/cm2

Ab = ¼ d2 = ¼ x 3,14 x 2,52 = 4,906 cm2

Gaya tarik akibat momen :

T = 13237,13 kg

Kuat Tumpu ( Vn )


= 0,75 x 2,4 x 4100 x 2,5 x 0,7

= 12915 kg


Dipakai 4 baut dalam 1 baris

Kekuatan rencana baut (B) :

B = 0,75 x Fub x (0,75 x Ab) x 2

= 0,75 x 4100 x ( 0,75 x 4,906 ) x 2

= 22630, 07 kg

Kontrol tebal flens profil T :

Direncanakan : T 500 x 200 x 11 x 19

bf = 200 mm tf = 19 mm

r = 18 mm tw = 11 mm

d = 500 mm w = 253 mm

c = r + tw/2 = 23,5 mm

a + b = bf/2 – c = 76,5 m

a = 35 mm

b = ( a + b ) – a = 41,5 mm

a’ = a + ½ Ø baut = 47,5 mm

b’ = b - ½ Ø baut = 29 mm

φ

karena > 1 → α = 1

α α

= 5237,25 kg

T + Q = 13237,13 + 52347,25 = 18474,38 kg

Tebal profil yang diperlukan :

39

φ α

tf ≥ 8,16 mm

19 mm ≥ 8,16 mm ................... OK

Momen pada Flens Profil :

α

Mu = Mn = x Z x fy

= 0,9 x ( ¼ x w x tf2 ) x 2500

= 0,9 x ( ¼ x 25,3 x 1,92 ) x 2500

= 51374,81 kgcm > M1 = 21445,63 kgcm

e. Kontrol Kekuatan Badan Profil T dengan Flens Balok Direncanakan :

Ø = 25 mm

fy = 2500 kg/cm2

fu = 4100 kg/cm2

Ab = ¼ d2 = ¼ x 3,14 x 2,52 = 4,906 cm2

Kuat Geser ( Rn )


= 0,75 x 4100 x 0,5 x 4,906 x 1


Kuat Tumpu ( Rn )


= 0,75 x 2,4 x 4100 x 2,5 x 1,1

= 20295 kg

Dipakai Rn = 6543,49 kg ( menentukan)


Kontrol jarak baut





Batang T sebagai batang tarik :

Kontrol terhadap leleh :

Rn = x Ag x fy ≥ 2T

= 0,9 x ( 25,3 x 1,9 ) x 2500 ≥ 2T

=108157,5 kg ≥ 26474,25 kg ...OK

Kontrol terhadap putus :

Rn = x An x fu ≥ 2T

= 0,75 x (( 25,3 x 1,9 )-(2 x 2,65 x 1,9)) x 4100

= 116850 kg ≥ 26474,25 kg ................. OK


Tabel 6.5 Sambungan pada Badan Balok

Tabel 6.6 Sambungan pada Sayap Kolom

Kolom Interior Vu Mu Jumlah Baut Jarak ke tepi Jarak antar baut

Balok Induk (Kg) (Kgm) (n) (cm) (cm)

K 800 x 450 x 16 x 38

CS 585 x 300 x 10 x 16

K 700 x 300 x 12 x 32

CS 510 x 250 x 9 x 14

K 600 x 450 x 12 x 25

CS 510 x 250 x 9 x 14

Lantai

Sambungan Pada Badan Balok

Diameter = 25 mm


2 s.d 3

4 s.d 10

2 4

4

4

2

2

8

8

811 s.d 17

20164,64

21157,49

21672,22

32938,44

31753,83

29347,74



K 800 x 450 x 16 x 38

CS 585 x 300 x 10 x 16

K 700 x 300 x 12 x 32

CS 510 x 250 x 9 x 14

K 600 x 450 x 12 x 25

CS 510 x 250 x 9 x 14

Sambungan Pada Sayap Kolom

Diameter = 25 mm


Lantai

2 s.d 3 20164,64 32938,44 3 4 8

11 s.d 17 21672,22 29347,74 3 4 8

4 s.d 10 21157,49 31753,83 3 4 8

40

Tabel 6.7 Sambungan pada Sayap – Profil T

Tabel 6.8 Sambungan pada Badan Profil

6.4 Sambungan Balok Induk dengan Kolom Eksterior

Lantai 1

Dari hasil output ETABS libat kombinasi ( 1,2 D + 1 L + 1 E ) untuk C8-story 1

Vu = 24388,98 kg

Mu = 36011,39 kgm

Kolom Interior ( Queen Cross) :

900 x 450 x 16 x 38

Balok induk : 585 x 300 x 10 x 16

Gambar 6.4 Sambungan Balok Induk dengan Kolom Eksterior

a. Sambungan pada Badan Balok Penentuan Jumlah Baut


Ø = 25 mm

fy = 2500 kg/cm2

fu = 4100 kg/cm2


Ab = ¼ d2 = ¼ x 3,14 x 2,52 = 4,906 cm2

Kuat Geser ( Vn )


= 0,75 x 4100 x 0,5 x 4,906 x 2

= 15086,71 kg

Kuat Tumpu ( Vn )


= 0,75 x 2,4 x 4100 x 2,5 x 0,7

= 12915 kg ( menentukan)

Dipakai Vn = 12915kg ( menentukan)


Vu ≤ n x Vn = 2 x 12915 = 25830 kg .....OK


Queen Cross900x450x16x38

40

40

80

40808080

8040

40

40 80 80 40

80

Baut D25

Queen Cross900x450x16x38



K 800 x 450 x 16 x 38

CS 585 x 300 x 10 x 16

K 700 x 300 x 12 x 32

CS 510 x 250 x 9 x 14

K 600 x 450 x 12 x 25

CS 510 x 250 x 9 x 14

Sambungan Pada Sayap - Profil T

Diameter = 25 mm


Lantai

2 s.d 3 20164,64 32938,44 4 4 8

11 s.d 17 21672,22 29347,74 4 4 8

4 s.d 10 21157,49 31753,83 4 4 8



K 800 x 450 x 16 x 38

CS 585 x 300 x 10 x 16

K 700 x 300 x 12 x 32

CS 510 x 250 x 9 x 14

K 600 x 450 x 12 x 25

CS 510 x 250 x 9 x 14

Kontrol Kekuatan Badan Profil

Diameter = 25 mm


Lantai

2 s.d 3 20164,64 32938,44 4 4 8

11 s.d 17 21672,22 29347,74 4 4 8

4 s.d 10 21157,49 31753,83 4 4 8

41

Kontrol jarak baut





b. Sambungan pada Sayap Kolom Penentuan Jumlah Baut

Ø = 25 mm

fy = 2500 kg/cm2

fu = 4100 kg/cm2


Ab = ¼ d2 = ¼ x 3,14 x 2,52 = 4,906 cm2

Kuat Geser ( Vn )


= 0,75 x 0,4 x 4,906 x 1


Kuat Tumpu ( Vn )


= 0,75 x 2,4 x 4100 x 2,5 x 0,7

= 12915 kg



Vu ≤ n x Vn = 2 x 7543,39 = 15086,71 kg .....OK

Kontrol jarak baut





c. Kontrol Kekuatan Siku Penyambung Kontrol terhadap leleh

Ag x 0,9 x fy ≥ Vu

= (( 25 x 0,7 ) x 0,9 x 2500 x 2

= 78750 kg ≥ 8402,923kg .........OK

Kontrol terhadap patah :

An x 0,75 x Fu ≥ Vu

( Ag - ∑ d’ x tw ) 0,75 x Fu ≥ Vu

= (( 25 x 0,7 – 2 x ( 2,65 x 0,7 )) x 0,75 x 4100

= 42404,25 kg ≥ 8402,923kg .........OK

d. Kontrol Kekuatan Sambungan Sayap Kolom–Profil T Direncanakan

Ø = 30 mm

fy = 2500 kg/cm2

fu = 4100 kg/cm2

Ab = ¼ d2 = ¼ x 3,14 x 32 = 7,065 cm2

Gaya tarik akibat momen :

T = 14450,77 kg

Kuat Tumpu ( Vn )


= 0,75 x 2,4 x 4100 x 3 x 0,7

= 15498 kg

42


Dipakai 2 baut dalam 1 baris

Kekuatan rencana baut (B) :

B = 0,75 x Fub x (0,75 x Ab) x 2

= 0,75 x 4100 x ( 0,75 x 7,065) x 2

= 32587,312 kg > T = 6010,722 kg ....... OK

Kontrol tebal flens profil T :

Direncanakan : T 500 x 200 x 11 x 19

bf = 200 mm tf = 19 mm

r = 18 mm tw = 11 mm

d = 500 mm w = 253 mm

c = r + tw/2 = 23,5 mm

a + b = bf/2 – c = 76,5 m

a = 35 mm

b = ( a + b ) – a = 41,5 mm

a’ = a + ½ Ø baut = 47,5 mm

b’ = b - ½ Ø baut = 29 mm

φ

karena > 1 → α = 1

α α

= 10335,02 kg

T + Q = 14450,77 + 10335,02 = 24785,79 kg

Tebal profil yang diperlukan :

φ α

tf ≥ 4,05 mm

19 mm ≥ 4,05 mm ................ OK

Momen pada Flens Profil :

α

Mu = Mn = x Z x fy

= 0,9 x ( ¼ x w x tf2 ) x 2500

= 0,9 x ( ¼ x 25,3 x 1,92 ) x 2500

= 51374,81 kgcm > M1 = 15238,99 kgcm

e. Kontrol Kekuatan Badan Profil T dengan Flens Balok Direncanakan :

Ø = 30 mm

fy = 2500 kg/cm2

fu = 4100 kg/cm2

Ab = ¼ d2 = ¼ x 3,14 x 32 = 7,065 cm2

Kuat Geser ( Rn )


= 0,75 x 4100 x 0,5 x 7,065 x 1


Kuat Tumpu ( Rn )


= 0,75 x 2,4 x 4100 x 3 x 1,1

= 24354 kg

Dipakai Rn = 10862,43 kg ( menentukan)

43


Kontrol jarak baut




= 9 cm s.d 45 cm → Terpasang = 10 cm

Batang T sebagai batang tarik :

Kontrol terhadap leleh :

Rn = x Ag x fy ≥ 2T

= 0,9 x ( 25,3 x 1,9 ) x 2500 ≥ 2T

= 82080 kg ≥ 28901,54 kg ...... OK

Kontrol terhadap putus :

Rn = x An x fu ≥ 2T

= 0,75 x (( 25,3 x 1,9 )-(2 x 3,15 x 1,9)) x 4100

= 80042,25 kg ≥ 28901,54 kg .... OK

Dengan perhitungan yang sama, didapatkan :

Tabel 6.9 Sambungan pada Badan Balok

Tabel 6.10 Sambungan pada Sayap Kolom

Tabel 6.11 Sambungan pada Sayap – Profil T

Tabel 6.12 Sambungan pada Badan Profil

BAB VII PERENCANAAN PONDASI

7. 1. Umum Pondasi berfungsi sebagai pemikul

seluruh beban kemudian melimpahkannya ke lapisan tanah pendukung. Secara umum, pondasi dapat dibedakan sebagai berikut: Pondasi dangkal atau pondasi langsung.

Digunakan apabila lapisan tanah pondasi terletak pada lokasi yang dangkal dari tanah setempat.

Pondasi dalam atau pondasi tak langsung. Digunakan lapisan tanah keras yang mampu memikul beban, letaknya cukup dalam. Dalam Tugas Akhir ini, Pada perencanaan

Petra Square Apartement and Shopping Arcade Surabaya ini direncanakan memakai pondasi tiang pancang beton produksi PT.WIKA Beton.

7. 2. Kriteria Desain Tiang pancang yang direncanakan adalah

menggunakan alternative jenis tinag dengan spesifikasi WIKA Pile sebagai berikut :

Diameter tiang : 500 mm Tebal tiang : 90 mm Type : A3 P : 178,2 ton



Q 800 x 450 x 16 x 38

CS 585 x 300 x 10 x 16

Q 700 x 400 x 12 x 32

CS 510 x 250 x 9 x 14

Q 600 x 400 x 12 x 25

CS 510 x 250 x 9 x 14

4 s.d 10 25285,79 36783,25 2 4 8

11 s.d 17 25972,18 37128,11 2 4 8

Sambungan Pada Badan Balok

Diameter = 25 mm


Lantai

2 s.d 3 24287,55 36341,82 2 4 8



Q 800 x 450 x 16 x 38

CS 585 x 300 x 10 x 16

Q 750 x 400 x 12 x 32

CS 510 x 250 x 9 x 14

Q 600 x 400 x 12 x 25

CS 510 x 250 x 9 x 14

4 s.d 10 25285,79 36783,25 2 4 8

11 s.d 17 25972,18 37128,11 2 4 8

Sambungan Pada Sayap Kolom

Diameter = 25 mm


Lantai

2 s.d 3 24287,55 36341,82 2 4 8



Q 800 x 450 x 16 x 38

CS 585 x 300 x 10 x 16

Q 700 x 300 x 12 x 32

CS 510 x 250 x 9 x 14

Q 600 x 450 x 12 x 25

CS 510 x 250 x 9 x 14

4 s.d 10 25285,79 36783,25 2 4 8

11 s.d 17 25972,18 37128,11 2 4 8

Sambungan Pada Sayap - Profil T

Diameter = 25 mm


Lantai

2 s.d 3 24287,55 36341,82 2 4 8



Q 800 x 450 x 16 x 38

CS 585 x 300 x 10 x 16

Q 700 x 400 x 12 x 32

CS 510 x 250 x 9 x 14

Q 600 x 400 x 12 x 25

CS 510 x 250 x 9 x 14

4 s.d 10 25285,79 36783,25 4 4 8

11 s.d 17 25972,18 37128,11 4 4 8

Kontrol Kekuatan Badan Profil

Diameter = 25 mm


Lantai

2 s.d 3 24287,55 36341,82 4 4 8

44

7. 3. Daya Dukung Tanah 7.3.1 Daya Dukung Tiang Pancang Tunggal

Data yang diperoleh dan digunakan dalam merencanakan pondasi adalah data tanah berdasarkan hasil Standart Penetration Test ( SPT ). Daya dukung pada pondasi tiang pancang ditentukan oleh dua hal, yaitu daya dukung perlawanan tanah dasar dari unsure dasar tiang pondasi (Qp) dan daya dukung tanah dari unsure lekatan lateral tanah (Qs).

Perhitungan daya dukung tanah memakai metode Luciano Decourt (1982) :

QL = QP + QS

Dimana :

QL : daya dukung tanah maksimum

QP : resistance ultimate didasar tiang

QS : resistance ultimate akibat lekatan lateral

QP = qp x Ap = ( Np x K ) x Ap

QS = qs x As = ( Ns/3 x 1) x As

Dimana :

NP : harga rata-rata SPT pada 4D pondasi dibawah dan diatasnya.

K : koefisien karakteristik tanah.

12 t/m2 = tanah lempung 20 t/m2 = tanah lanau lempung 25 t/m2 = tanah lanau berpasir 40 t/m2 = tanah pasir

AP : luas penampang dasar tiang

Ns : harga rata-rata SPT sepanjang tiang tertanam, dengan batasan 3≤N≤50

As : luas selimut tiang

K = 20 t/m2

Qp = qp x Ap = ( Np x K ) x Ap

= 40 x 20 x 0,196 = 156,8 ton Ns = 11,33 H diambil 18,5 m As = H x x D = 18,5 x 3,14 x 0,5 = 29,05 m2 Qs = qs x As = ( Ns/3 + 1 ) x As = (11,33/3 +1) x 29,05 = 138,76 ton Maka, QL 1 tiang pancang adalah :

QL = QP + QS

= 156,8 + 138,76

= 295,56 ton

= 98,52 ton = 98520 kg → Pijin 1 tiang

7.3.2 Daya Dukung Tiang Pancang Kelompok

Pondasi tiang pancang direncanakan D = 50 cm. Daya dukung pondasi kelompok menurut Converse Labarre.

dimana :

S = jarak tiang pancang

m = jumlah tiang pancang dalam 1 kolom

n = jumlah tiang pancang dalam 1 baris

= 0,727 QL (group) = Qij x x n = 98520 x 0,727 x 9 = 644616,36 kg = 644,62 ton

45

Dari hasil Etabs pada Kolom C29 (1D+1L+1GEMPAY) diperoleh :

P u = 750203,8 kg Mux = 223026,11 kgm Muy = 811625,23 kgm

Perhitungan beban aksial maksimum pada pondasi kelompok:

Reaksi kolom = 750203,8 kg

Berat poer = 48600 kg +

= 798803,8 kg

Kontrol kebutuhan tiang pancang :

= 8,10tiang ~ 9 tiang

Perhitungan jarak tiang berdasarkan Bina Marga PU :

2,5D ≤ S ≤ 3D

125 ≤ S ≤ 150 → dipakai S = 130 cm

1,5D ≤ S1 ≤ 2D

75 ≤ S1 ≤ 100 → dipakai S = 80 cm

7. 4. Kontrol Beban Maksimum 1 Tiang Beban maksimum tiang pancang :

2max

2max

max xxMy

yyMx

nVp

Dimana :

V = beban aksial kolom

n = banyak tiang pancang dalam 1 group

Mx = momen terhadap sumbu X

My = momen terhadap sumbu Y

Xmax = absis terjauh terhadap titik berat kelompok tiang

Ymax = ordinat terjauh terhadap titik berat kelompok tiang

∑X2 = jumlah kuadrat absis tiap tiang terhadap garis netral group

∑Y2= jumlah kuadrat ordinat tiap tiang terhadap garis netral group

∑X2 = 6 x 1,52 = 13,5 m2

∑Y2 = 6 x 1,52 = 13,5 m2

2 13,5

x1,5811625,232 13,5

x1,5223026,119

750203,8max p

= 91871,63 kg

Jadi beban aksial yang diterima 1 tiang =112848,71 kg

Pmax = 91871,63 kg < Qijin = 98520 kg......... OK

7. 5. Perencanaan Poer Dari hasil Etabs pada Kolom C29

(1,2D+1L+1GEMPAY) diperoleh :

P u = 879540,2 kg

Mux = 223038,96 kgm

Muy = 804287,34 kgm

Poer direncanakan untuk meneruskan gaya dari struktur atas ke pondasi tiang pancang. Oleh karena itu poer harus memiliki kekuatan yang cukup.

Dimensi poer (B x L) = 450 x 600 cm

Tebal poer = 100 cm

Diameter tul.utama = D32 mm

Tebal selimut beton = 70 mm

Mutu Beton = 40 Mpa

Tinggi effektif balok poer :

Arah x (dx) = 1000 – 70 – (1/2. 32) = 914 mm

Arah y (dy) = 1000 – 70 – 32 – (1/2. 32) = 882 mm

46

Gambar 7.1 Denah Poer

7.5.1 Kontrol Geser Pons Pada Poer

Seperti yang disyaratkan pada SNI 03-2847-2002 pasal 13.12.2 dalam merencanakan poer harus memenuhi persyarata kekuatan geser nominal beton yang harus lebih besar dari geser pons yang terjadi.

Tetapi tidak boleh kurang dari :

Dimana :

bo = 2 ( bk + dx ) + 2 (hk + dy )

= 2 ( 1150 + 914 ) + 2 ( 1150 + 882)

= 8192 mm

= 14206509,62 N = 1420,65 ton

= 9471006,413 N = 947,1 ton (menentukan)

φ

φ

Vn < Ø Vc

< 9471006,413 N ........ OK

7.5.2 Penulangan Poer Untuk penulanagn lentur, poer dianalisa sebagai balok kantilever dengan perletakan jepit pada kolom.

Gambar 7.2 Analisa Kantilever

Penulangan Arah X : a = 1,5 m Pmax = 98520 kg = 98,52 ton q = 2,25 x 1 x 2,4 = 5,4 t/m M = (P1 x a) – (1/2 x q x (a)2) = ( 98,52 x 1,5 ) – ( ½ x 5,4 x 1,52) = 147,78 – 6,075 = 141,7 tm = 141,7 .107 Nmm

Mn = 8,0

.10 141,7 7

Mu= 177,13.107 Nmm

Rn = 2dxbMn

= 2

7

9144500 177,13.10

x= 0,47

m = cf

fy'85,0

= 4085,0

320

= 9,412

ρ perlu =

fymRn

m2111

=

3209,41247,0211

412,91

= 0.00212

4,50

0,75

1,50 Sumbu X

Sumbu Y

4,50

1,50

1,50

P 1

47

Syarat :

ρmin < ρ perlu < ρ max

ρ

φ

ρ

ρ

= 0,058

ρmax= 0,75 x ρbalance = 0,75 x 0,058

= 0,0435

ρmin > ρ perlu

0.0043 > 0.00212

Jadi : dipakai ρ = 0.0043

As perlu = ρ .b.d

= 0,0043 . 4500 . 914

= 17685,9 mm2

As = 222 84,803)32(41

41 mmxxxdx

Dipakai tulangan D32 – 200 mm

( As = 16076,8m m2)

Tulangan tekan yang dibutuhkan :

As’ = 0,5 As = 0,5 x 16076,8 = 8034,4 mm2

Digunakan tulangan D32 – 200 mm

(As’ = 16076,8m m2)

Penulangan Arah Y :

a = 1,5 m

Pmax = 98520 kg = 98,52 ton

q = 2,25 x 1 x 2,4 = 5,4 t/m

M = (P1 x a) – (1/2 x q x (a)2)

= (98,52 x 1,5) – ( ½ x 5,4 x 1,52)

= 147,78 – 6,075

= 141,7 tm = 141,7 .107 Nmm

Mn = 8,0

.10 141,7 7

Mu= 177,13.107 Nmm

Rn = 2dxbMn

= 2

7

9144500 177,13.10

x= 0,47

m = cf

fy'85,0

= 4085,0

320

= 9,412

ρ perlu =

fymRn

m2111

=

3209,41247,0211

412,91

= 0.00212

Syarat :

ρmin < ρ perlu < ρ max

ρ

φ

ρ

ρ

= 0,058

ρmax = 0,75 x ρbalance

= 0,75 x 0,058 = 0,0435

ρmin > ρ perlu

0.0043 > 0.00212

Jadi : dipakai ρ = 0.0043

48

As perlu = ρ.b.d

= 0,0043 . 4500 . 914

= 17685,9 mm2

As = 222 84,803)32(41

41 mmxxxdx

Dipakai tulangan D32 – 200 mm

( As = 16076,8m m2)

Tulangan tekan yang dibutuhkan :

As’ = 0,5 As = 0,5 x 16076,8 = 8034,4 mm2

Digunakan tulangan D32 – 200 mm

(As’ = 16076,8m m2)

Gambar 7.3 Denah Poer

Gambar 7.3 Potongan A-A

BAB VIII KESIMPULAN DAN SARAN

8.1 KESIMPULAN

Dari hasil perhitungan dan analisa yang telah dilakukan, maka dapat diambil kesimpulan antara lain :

1. Dilakukan perhitungan struktur sekunder terlebih dahulu seperti perhitungan pelat atap, pelat lantai, balok anak, tangga dan balok lift terhadap beban-beban yang bekerja baik beban mati, beban hidup maupun beban terpusat.

2. Analisa balok Castellated Beam dihitung terhadap kontrol penampang (local buckling dan lateral buckling), kontrol geser dan kontrol lendutan .

3. Dilakukan kontrol kekuatan struktur kolom King Cross dan Queen Cross yang meliputi kontrol penampang, perhitungan kuat tekan aksial kolom, perhitungan kuat lentur kolom, dan kontrol kombinasi tekan aksial dan lentur.

4. Dari hasil pehitungan didapatkan hasil perencanaan sebagai berikut :

a. Tebal Pelat Tebal Pelat Atap : 9 cm Tebal Pelat Lantai : 11 cm

b. Dimensi Profil

Tabel 8.1 Dimensi Profil Balok Anak

Tabel 8.2 Dimensi Profil Balok Induk

0,75 1,50

0,75

1,50

4,50

4,50

A A1,15

1,15

Tiang Pancang D50

D 32 - 200

Kolom Pedestal 1150 x 1150

Tiang Pancang D50

King Cross900x450x16x38

Base Plate

1000

1500 1500

L

(m)

1

2 s.d 3

4 s.d 10

11 s.d 17

Lantai Profil Castellated

Balok Anak

7,8 447 x 200 x 9 x 14

L

(m)

Interior 585 x 300 x 10 x 16

Eksterior 585 x 300 x 10 x 16

Interior 585 x 300 x 10 x 16


Interior 585 x 300 x 10 x 16


Interior 585 x 300 x 10 x 16


1

2 s.d 3

4 s.d 10

11 s.d 17

8

Lantai Profil CastellatedBalok Induk

49

Tabel 8.3 Dimensi Profil Kolom Interior

Tabel 8.4 Dimensi Profil Kolom Eksterior

c. Penulangan Poer

Tabel 8.5 Dimensi Penulangan Poer

8.2 SARAN

Berdasarkan hasil perencanaan yang telah dilakukan,diharapkan:

1. Untuk studi selanjutnya dapat dibandingkan seberapa besar pengaruh modifikasi bangunan dari pembangunan awal menggunakan beton menjadi baja castellated beam jika dilihat dari segi cost yang dibutuhkan.

2. Pada perancangan pondasi, sebaiknya masing-masing poer tidak saling berdekatan. Karena perhitungannya akan beda yang disebabkan adanya beban tambahan.

DAFTAR PUSTAKA

American Institute of Steel Construction, 1999, “Load and Resistance Factor Design Spesification”, Chicago, Illinois.

Herman Wahjudi, DR, Ir, 1999, “ Daya

Dukung Pondasi Dalam”,Jurusan Teknik Sipil, Institut Teknologi SepuluhNopember, Surabaya.

Jihad Dokali Megharief, 1997, “Behavior of Composite Castellated Beams”, McGill University, Montreal,Canada.

Journal of Structural Engineering, Vol. 118,

No 12, “Proposed Specification for Structural Steel Beams with Web Openings”, December 1992, ASCE

L. Amayreh and M. P. Saka, 2005, “Failure

Load Prediction of Castellated Beams Using Artificial Neural Networks”, Department of Civil Engineering, University of Bahrain, Bahrain

Sevak Demirdjian, 1999, “Stability of

Castellated Beam Webs”, McGill University, Montreal, Canada.

Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk

Gedung (PPIUG) 1983. “Perencanaan Struktur Baja untuk Bangunan Gedung Menggunakan Metoda LRFD”, Laboratorium Mekanika Struktur Pusat Penelitian Antar Universitas Bidang Ilmu Rekayasa Institut Teknologi Bandung, Bandung, Juli 2000.

Standart Nasional Indonesia 03 – 1726 – 2002

Tentang Tata Cara Perencanaan Ketahanan Gempa Untuk Bangunan Gedung.

Standart Nasional Indonesia 03 – 1729 – 2002

Tentang Tata Cara Perencanaan Struktur Baja Untuk Bangunan Gedung.

Structural Steel Designer’s Handbook 4th

edition The ASCE Task Committee on Design

Criteria for Composite Structures in Steel and Concrete, 1992, “Proposed Specification for Structural Steel Beams with WebOpenings”, Journal of Structural Engineering, 118(12).

http://www.grunbauer.nl/eng/inhoud.htm

L

(m)

1 Interior 5,5 900 x 450 x 16 x 38

2 s.d 3 Interior 4 800 x 450 x 16 x 38

4 s.d 10 Interior 3 700 x 300 x 12 x 32

11 s.d 17 Interior 3 600 x 350 x 12 x 25

Profil King CrossLantai Kolom

L

(m)

1 Eksterior 5,5 900 x 450 x 16 x 38

2 s.d 3 Eksterior 4 800 x 400 x 16 x 38

4 s.d 10 Eksterior 3 750 x 400 x 12 x 32

11 s.d 17 Eksterior 3 600 x 400 x 12 x 25

Lantai Kolom Profil Queen Cross

D32 - 200 D32 - 200D32 - 200 D32 - 200D32 - 200 D32 - 200D32 - 200 D32 - 200

Interior

Eksterior

Pondasi Tulangan Tarik Tulangan Tekan

http://www.grunbauer.nl/eng/inhoud.htm

digilib.its.ac.iddigilib.its.ac.id/public/ITS-Undergraduate-17181-3107100067-Paper.pdf · 2 MODIFIKASI PERENCANAAN PETRA . SQUARE APARTEMENT AND . SHOPPING ARCADE SURABAYA DENGAN

Documents