PERFORMANCE COMPARISON OF HYBRID AND CONVENTIONAL SYSTEM IN PRECAST GUIDEWAY MONORAIL PIER STRUCTURE

8/17/2019 PERFORMANCE COMPARISON OF HYBRID AND CONVENTIONAL SYSTEM IN PRECAST GUIDEWAY MONORAIL PIER ST…

http://slidepdf.com/reader/full/performance-comparison-of-hybrid-and-conventional-system-in-precast-guideway 1/134

PERBANDINGAN KINERJA SISTEM HIBRID DENGAN

KONVENSIONAL PADA STRUKTUR PILAR PRACETAKGUIDEWAY MONOREL

TUGAS AKHIR

Karya tulis sebagai salah satu syarat

Untuk memperoleh gelar Sarjana dariInstitut Teknologi Bandung

Oleh

BRYAN MUSTIKA SURYAWIDJAJA

NIM : 150 11 108

PROGRAM STUDI TEKNIK SIPIL

FAKULTAS TEKNIK SIPIL DAN LINGKUNGAN

INSTITUT TEKNOLOGI BANDUNG

2015



II

ABSTRAK

PERBANDINGAN KINERJA SISTEM HIBRID DENGANKONVENSIONAL PADA STRUKTUR PILAR PRACETAK

GUIDEWAY MONOREL

Oleh

Bryan Mustika Suryawidjaja

NIM : 150 11 108

(Fakultas Teknik Sipil dan Lingkungan, Program Studi Teknik Sipil)

Indonesia merupakan negara dengan pertumbuhan ekonomi yang berkembang pesat

setiap tahunnya. Hal tersebut membuat konstruksi infrastruktur di kota besar Indonesia

dituntut cepat, efisien, perawatan yang mudah, dan masa layan yang tinggi. Sedangkan,

konstruksi infrastruktur seperti jembatan perkotaan tidak dapat memenuhi kebutuhan

tersebut karena persyaratan detailing yang ketat untuk menahan beban gempa Indonesia.

Oleh karena itu, beton pracetak segmental menjadi pilihan konstruksi masa depan

Indonesia.

Beton pracetak segmental dengan sistem konvensional memiliki masalah utama,

yaitu disipasi energi tidak sebaik beton pengecoran cast-in-situ (Hewes and Priestley,

2002) dan permasalahan sambungan pada daerah join tempat disipasi energi gempa. Sistem

hybrid dikembangkan untuk mengatasi permasalahan sistem konvensional. Selain itu,

sistem hybrid memiliki model histeretik yang unik, yaitu model flag shape. Secara nyata,

model histeretik direpresentasikan oleh sifat self centering saat terjadi rocking mechanism

pada daerah join. Hasilnya, residual deformation pada sistem hybrid lebih kecil

dibandingkan sistem konvensional.

Model yang digunakan dalam analisis adalah struktur jembatan guideway monorel.

Hasil analisis pushover dan Non-Linier Time History (NLTH) membuktikan bahwa level

kinerja sistem hybrid dan sistem konvensional adalah sama. Sedangkan, untuk residual

deformation sistem hybrid untuk arah memanjang sekitar empat kali lebih rendah

dibandingkan sistem konvensional dan arah transversal sekitar tujuh kali lebih rendah.

Kata kunci: jembatan guideway monorel, sistem hybrid dan konvensional, self-centering ,

residual deformation



III

ABSTRACT

PERFORMANCE COMPARISON OF HYBRID ANDCONVENTIONAL SYSTEM IN PRECAST GUIDEWAY

MONORAIL PIER STRUCTURE

Presented by

Bryan Mustika Suryawidjaja

NIM : 150 11 108

(Faculty of Civil and Environment Engineering, Civil Engineering)

Indonesia is one of the countries in the world with a rapidly growing economy

annually. It comes to the consequences that construction activity in major cities of

Indonesia should be fast, efficient, easy maintenance and have a long service cycle.

However, the existing construction of vital infrastructure such as city bridges do not meet

those criteria because of the complicated detailing requirement to withstand earthquake

forces. Therefore, segmental precast concrete is being an option for the future of

construction in Indonesia.

Segmental precast concrete of conventional system has two major problem which

are its energy dissipation is not as good as cast-in-situ method (Hewes and Priestley, 2002)

and connection problem at the join area where the earthquake’s energy is dissipated.

Hybrid system was developed to solve the problems of conventional system. It also has a

unique hysteretic models, namely flag shape. Significantly, hysteretic model is represented

by self centering behavior when rocking mechanism of pier joint area occured. As a result,

residual deformation of hybrid system is smaller than conventional system.

The guideway monorail bridge is the model that will be used for the analysis. The

results of pushover and Non-Linear Time History (NLTH) analysis indicate that

performance level for hybrid and conventional system is similar. Whereas, residual

deformation of hybrid system for longitudinal direction is about four times lower than

conventional system and seven times lower for transversal direction.

Keywords: bridge monorail guideway, and a conventional hybrid systems, self-centering,

residual deformation



IV

PERBANDINGAN KINERJA SISTEM HIBRID DENGAN

KONVENSIONAL PADA STRUKTUR PILAR PRACETAK

GUIDEWAY MONOREL

TUGAS AKHIR

Oleh

BRYAN MUSTIKA SURYAWIJAYA

NIM : 150 11 108

Program Studi Teknik Sipil

Fakultas Teknik Sipil dan Lingkungan

Institut Teknologi Bandung

Menyetujui

Pembimbing Tugas Akhir,

Bandung,19 Juni 2015

Pas Foto

2 x 3 cm

Prof. Ir. Iswandi Imran, MAS.c., Ph.D.

NIP. 196312061996031001

Mengetahui,

KK Rekayasa StrukturKoordinator Tugas Akhir

Ir. Made Suarjana, M.S.c., Ph.D.

NIP. 196111231987031002

Program Teknik SipilKetua,

Ir. Made Suarjana, M.S.c., Ph.D.

NIP. 196111231987031002



V

PEDOMAN PENGGUNAAN TUGAS AKHIR

Tugas Akhir yang tidak dipublikasikan terdaftar dan tersedia di Perpustakaan Institut

Teknologi Bandung, dan terbuka untuk umum dengan ketentuan bahwa hak cipta ada

pada pengarang dengan mengikuti aturan HaKI yang berlaku di Institut Teknologi

Bandung. Referensi kepustakaan diperkenankan dicatat, tetapi pengutipan atau

peringkasan hanya dapat dilakukan seijin pengarang dan harus disertai dengan

kebiasaan ilmiah untuk menyebutkan sumbernya.

Memperbanyak atau menerbitkan sebagian atau seluruh Tugas Akhir haruslah seijin

Dekan Fakultas Teknik Sipil dan Lingkungan, Institut Teknologi Bandung.



VI

Didedikasikan untuk keluarga dan orang-orang yang mendukung dan

mengasihi,

Nurnawati Lie yang memberikan dukungan moral dan materil,

Bambang Mustika Suryawidjaja,,

Jane Stephanie Suryawijaya dan James Mustika Suryawijaya



VII

PRAKATA

Puji dan syukur kepada Tuhan Yang Maha Esa atas berkat dan penyertaan-Nya selama

penulis menyelesaikan karya tulis “Perbandingan Kinerja Sistem Hibrid Dengan

Konvensional pada Struktur Pilar Pracetak Guideway Monorel”. Tugas akhir ini

diajukan sebagai salah satu syarat memperoleh gelar sarjana dari Institut Teknologi

Bandung.

Pada kesempatan ini, penulis ingin mengucapkan terima kasih kepada pihak-pihak

yang telah membantu dalam proses penyusunan karya tulis ini, antara lain:

1. Kedua orangtua, yaitu Bambang Mustika Suryawidjaja dan Nurnawati Lie, serta

kedua adik, yaitu Jane Stephanie Suryawijaya dan James Mustika Suryawijaya,

yang telah mendoakan, mendukung, dan membantu penulis;

2. Prof. Ir. Iswandi Imran, MAS.c., Ph.D., selaku dosen pembimbing tugas akhir.

Terima kasih atas ilmu, pembelajaran, dan pengalaman selama ini;

3. Ir. Indra Djati Sidi, MSc, Ph.D. dan Dr-Ing. Ediansjah Zulkifli, ST., MT. yang telah

berkenan menjadi dosen penguji seminar dan sidang tugas akhir;

4.

Gabriella Amperianto, Brenda Gusanto, Gabriel Steven, Frans Tandeas, Jessen

Purwa Harianto, Klara Karlina, Claudia Calista, Yoshiana Maria, Liana Wiryawan,

Elizabeth Amanda, Jonathan Budianto, William Tasdir, Ivan Gunardi, Kevin

Metthew, Kevin Andrea, dan Ryan Hardika sebagai sahabat yang telah

memberikan semangat, kekuatan, bantuan, dan berbagi suka-duka. I LOVE YOU.

5. Ray Grimaldi Erwin, Joseph Christian, Nicho Liang, Ravend Tandera, Leonardo

Hendriono, dan Afrizal Dwi Putranto sebagai teman satu bimbingan yang telah

memberikan bantuan moral, ilmu, tenaga, dan materil selama tugas akhir.

6. Keluarga Mahasiswa Cina Sipil 2011 sebagai tempat untuk melepas penat tugas

akhir.



VIII

7. SIPIL ITB (angkatan 2009, 2010, 2011, 2012, dan 2013) dan orang-orang lain yang

turut membantu, baik secara langsung maupun tidak, dalam proses penyusunan

karya tulis ini.

Penulis menyadari bahwa karya tulis ini tidak luput dari kesalahan. Oleh karena itu,

penulis menerima kritik dan saran yang membangun sebagai pembelajaran di masa

depan. Karya tulis ini diharapkan dapat memberikan manfaat untuk mahasiswa Teknik

Sipil Institut Teknologi Bandung dan pembaca pada umumnya.

Bandung, 19 Juni 2015

Penulis



IX

DAFTAR ISI

COVER .......................................................................................................................... i

ABSTRAK .................................................................................................................... ii

ABSTRACT ................................................................................................................. iii

HALAMAN PENGESAHAN ..................................................................................... iv

PEDOMAN PENGGUNAAN TUGAS AKHIR .......................................................... v

PRAKATA .................................................................................................................. vii

DAFTAR ISI ................................................................................................................ ix

DAFTAR LAMPIRAN ................................................................................................ xi

DAFTAR GAMBAR .................................................................................................. xii

DAFTAR TABEL ....................................................................................................... xv

PENDAHULUAN ........................................................................................................ 1

I.1 Latar Belakang ............................................................................................... 1

I.2 Tujuan ............................................................................................................. 4

I.3 Rumusan Masalah .......................................................................................... 5

I.4 Ruang Lingkup ............................................................................................... 5

I.5 Metodologi Pembahasan ................................................................................ 6

I.6 Sistematika Penulisan ..................................................................................... 8

KAJIAN LITERATUR ............................................................................................... 11

II.1. Perkembangan Keilmuan Pilar Jembatan Terhadap Beban Gempa ............. 11

II.1.1. Perilaku Pilar Jembatan Monolit dan Pracetak Terhadap Beban Lateral

12

II.1.2. Contoh Desain Pilar Jembatan Sistem Hybrid ...................................... 16

II.2. Konsep Desain Pilar Jembatan Sistem Hybrid ............................................. 19

II.2.1. Konsep Desain Jembatan Seismik Berbasis Kinerja (PBSD) ............... 19

II.2.2. Berbagai Tipe Analisis Struktur ............................................................ 27

II.2.3. Pembebanan Monorel ........................................................................... 30

II.2.4. Perencanaan Pilar Jembatan Pracetak Sistem Hybrid ........................... 36



X

METODOLOGI PENELITIAN .................................................................................. 39

III.1. Umum ........................................................................................................... 39

III.2. Prosedur Studi .............................................................................................. 40

III.3. Metode Analisis ............................................................................................ 43

PEMODELAN STRUKTUR ...................................................................................... 45

IV.1. Deskripsi Umum .......................................................................................... 45

IV.2. Pemodelan Struktur ...................................................................................... 45

IV.2.1. Elemen Struktur Jembatan .................................................................... 47

IV.2.2. Pembebanan dan Kombinasinya dalam Model Struktur ....................... 51

IV.2.3. Pemodelan Sendi Plastis ....................................................................... 63HASIL PERHITUNGAN ........................................................................................... 65

V.1. Model Struktur Jembatan ............................................................................. 65

V.1.1. Periode dan Modal Participation Masses (MPM) ................................ 65

V.1.2. Serviceability Jembatan......................................................................... 66

V.1.3. Detailing dan Efek P-∆ Pilar Jembatan ................................................ 72

V.2. Model Sendi Plastis ...................................................................................... 74

V.2.1. Tegangan dan Regangan Material ........................................................ 75

V.2.2. Properti Sendi Plastis ............................................................................ 77

ANALISIS DAN PEMBAHASAN ............................................................................ 84

VI.1. Analisis Statik Non-Linier ( Pushover ) ......................................................... 84

VI.2. Analisis Dinamik Non-Linier (Non-Linier Time History / NLTH ) .............. 96

KESIMPULAN DAN SARAN ................................................................................. 103

VII.1. Kesimpulan ............................................................................................. 103

VII.2. SARAN ................................................................................................... 105

DAFTAR PUSTAKA ................................................................................................ xvi

LAMPIRAN ............................................................................................................. xviii

LAMPIRAN A ........................................................................................................... xix



XI

DAFTAR LAMPIRAN

LAMPIRAN A : Detailing Pilar Sistem Konvensional ............................................. xix



XII

DAFTAR GAMBAR

Gambar I. 1 Peta tektonik Indonesia .......................................................................... 1

Gambar I. 2 Skema pilar jembatan (Haitham Mohamed, 2010) ............................. 4

Gambar I. 3 Diagram alir metodologi penulisan tugas akhir .................................. 8

Gambar II. 1 Jalan Layang Louetta, Houston, Texas dengan sistem post-tensioned

..................................................................................................................................... 11

Gambar II. 2 Ilustrasi perilaku sambungan dengan tulangan baja (Heiber et al.,

2005) ........................................................................................................................... 13

Gambar II. 3 Perilaku histeretik untuk sistem monolit tulangan baja (Guerra et

al.) ............................................................................................................................... 13

Gambar II. 4 Perilaku pilar jembatan pracetak terhadap beban lateral (Hewesand Priestly, 2002) ..................................................................................................... 14

Gambar II. 5 Konsep sistem hybrid (Guerra et al.) ................................................. 14

Gambar II. 6 Perilaku histeretik sistem hybrid (Guerra et al.) .............................. 15

Gambar II. 7 Mekanisme yang dihindari dalam pendesainan sistem hybrid ........ 15

Gambar II. 8 Contoh desain tampak pilar jembatan sistem hybrid (Hieber et al.,

2005) ........................................................................................................................... 16

Gambar II. 9 Ilustrasi perilaku sambungan dengan tulangan baja dan tendon

prategang tanpa lekatan (Heiber et al., 2005) ........................................................ 17

Gambar II. 10 Metode konstruksi pilar jembatan dengan tendon tanpa lekatan

post-tensioned ............................................................................................................. 18Gambar II. 11 Ilustrasi tiga buah komponen penting pada metode berbasis

perpindahan (NCHRP 440, 2013) ............................................................................ 20

Gambar II. 12 Kurva perpindahan terhadap base shear didapatkan dari analisis

pushover (Moehle dan Deierlein, 2004) ................................................................... 22

Gambar II. 13 Diagram alir PBSD ............................................................................ 23

Gambar II. 14 Hubungan level kinerja dengan kurva deformasi terhadap base

shear (FEMA-356) ..................................................................................................... 25

Gambar II. 15 Skema penentuan performance point untuk prosedur A (ATC-40)

..................................................................................................................................... 29

Gambar II. 16 Diagram alir analisis statik non-linear (FEMA 440)...................... 29

Gambar II. 17 Konfigurasi sistem hybrid pada dinding geser ................................ 37

Gambar II. 18 Kurva perilaku dinding geser antara perpindahan dan beban

lateral ......................................................................................................................... 38

Gambar III. 1 Diagram alur pembentukan metodologi penelitian ........................ 39

Gambar III. 2 Diagram alir pendesainan sistem hybrid dan konvensional ........... 40



XIII

Gambar IV. 1 Tampak depan (atas), tampak samping (tengah), dan 3D (bawah)

dari jembatan guideway monorel............................................................................. 46

Gambar IV. 2 Tampak depan kepala pilar .............................................................. 48Gambar IV. 3 Contoh layout tendon pada satu guideway beam ............................. 50

Gambar IV. 4 Contoh layout tendon sepanjang gui deway beam ............................ 50

Gambar IV. 5 Spesifikasi monorel ............................................................................ 53

Gambar IV. 6 Tampak atak pemodelan beban rem untuk guideway beam kanan

(Lfe Right) .................................................................................................................. 56

Gambar IV. 7 Tampak atas pemodelan beban hunting untuk gui deway beam

kanan (HF Right) ...................................................................................................... 57

Gambar IV. 8 Tampak atas pemodelan beban angin pada monorel (atas) dan

struktur jembatan (bawah) ...................................................................................... 57

Gambar IV. 9 Tampak depan pemodelan beban angin pada struktur jembatan(kiri) dan monorel (kanan) ....................................................................................... 58

Gambar IV. 10 Interface untuk mendefinisikan properti material dan lingkungan

MIDAS CIVIL 2011 .................................................................................................. 59

Gambar IV. 11 Respons spektra jakarta tanah lunak situs SE ............................. 60

Gambar IV. 12 Pemberian sendi plastis pada MIDAS CIVIL 2011 ...................... 63

Gambar IV. 13 Pemodelan penampang sistem hybrid (kiri) dan sistem

konvensional (kanan) pada XTRACT .................................................................... 64

Gambar V. 1 Grafik defleksi pada guideway beam r ight (atas) dan left (bawah) . 68

Gambar V. 2 Pengecekan efek P-∆ ........................................................................... 74

Gambar V. 3 Model Hognestad untuk tegangan dan regangan beton tidak

terkekang ................................................................................................................... 75

Gambar V. 4 Model Mander et.al untuk tegangan dan regangan beton terkekang

..................................................................................................................................... 76

Gambar V. 5 Kurva momen-kurvatur sistem hybrid .............................................. 78

Gambar V. 6 Diagram interaksi sistem hybrid ........................................................ 78

Gambar V. 7 Kurva backbone sistem hybrid ............................................................ 79

Gambar V. 8 Perbandingan model histeretik model clough dan fl ag shape ......... 80

Gambar V. 9 Kurva momen-kurvatur sistem konvensional .................................. 81

Gambar V. 10 Diagram interaksi sistem konvensional .......................................... 82

Gambar V. 11 Kurva backbone sistem konvensional .............................................. 83

Gambar V. 12 Kurva histeretik model normal bilinier .......................................... 83Gambar VI. 1 Kurva kapasitas sistem hybrid (PUSH_X) ....................................... 85

Gambar VI. 2 Kurva kapasitas sistem hybrid (PUSH_Y) ....................................... 85

Gambar VI. 3 Kurva kapasitas sistem konvensional (PUSH_X) ........................... 86

Gambar VI. 4 Kurva kapasitas sistem konvensional (PUSH_Y) ........................... 86



XIV

Gambar VI. 5 Perbandingan kurva kapasitas sistem hybrid dan konvensional

(PUSH_X) .................................................................................................................. 87

Gambar VI. 6 Perbandingan kurva kapasitas sistem hybrid dan konvensional(PUSH_Y) .................................................................................................................. 87

Gambar VI. 7 Perbandingan base shear yield .......................................................... 88

Gambar VI. 8 Perbandingan displacement yield ...................................................... 89

Gambar VI. 9 Perbandingan base shear ultimate .................................................... 89

Gambar VI. 10 Perbandingan displacement yield .................................................... 90

Gambar VI. 11 Perbandingan base shear l in ier time history .................................. 90

Gambar VI. 12 Perbandingan displacement l in ier time history .............................. 91

Gambar VI. 13 Perbandingan base shear performance point ................................. 91

Gambar VI. 14 Perbandingan displacement performance poin t ............................. 92

Gambar VI. 15 Perbandingan daktilitas demand (μD

) ............................................ 92Gambar VI. 16 Perbandingan overstrength demand (ΩD) ....................................... 93

Gambar VI. 17 Perbandingan drift demand ............................................................. 93

Gambar VI. 18 Perbandingan kapasitas drift .......................................................... 94

Gambar VI. 19 Perbandingan daktilitas struktur (μ) ............................................. 95

Gambar VI. 20 Perbandingan overstrength struktur (Ω) ....................................... 95

Gambar VI. 22 Kalibrasi percepatan batuan dasar El Centro arah X (atas) dan

arah Y (bawah) .......................................................................................................... 97

Gambar VI. 23 Keterangan gambar nomor elemen ................................................ 98

Gambar VI. 24 Kurva histeretik sistem hybrid arah X ........................................... 99

Gambar VI. 25 Kurva histeretik sistem hybrid arah Y ......................................... 100

Gambar VI. 26 Kurva histeretik sistem konvensional arah X ............................. 100

Gambar VI. 27 Kurva histeretik sistem konvensional arah Y ............................. 101

Gambar VI. 28 Jembatan pada kondisi initial (atas), sistem hybrid setelah gempa

(tengah), dan sistem konvensional setelah gempa (bawah) ................................. 102



XV

DAFTAR TABEL

Tabel II. 1 Kriteria penggolongan kategori jembatan terhadap level kinerja

jembatan .................................................................................................................... 21

Tabel II. 2 Minimum level kinerja untuk jembatan (FHWA, 2006) ..................... 24

Tabel II. 3 Parameter level kinerja atau desain jembatan SRPH-1 (Hose dan

Seible 1999) ................................................................................................................ 26

Tabel II. 4 Perkiraan hubungan kerusakan dan kinerja jembatan ...................... 26

Tabel II. 5 Tipe analisis struktur .............................................................................. 27

Tabel II. 6 Beban dinamik minimum (ACI 343.1R-12) .......................................... 32

Tabel II. 7 Beban rem (LF) (ACI 343.1R-12) .......................................................... 32

Tabel II. 8 Beban hunting (HF) (ACI 343.1R-12) ................................................... 32Tabel II. 9 Kombinasi pembebanan service (atas) dan ultimate (bawah) ............. 35

Tabel IV. 1 Material elemen struktur ...................................................................... 47

Tabel IV. 2 Data tambahan untuk material beton, tulangan baja, dan tendon ... 48

Tabel IV. 3 Properti tendon pada jembatan guideway monorel ............................ 49

Tabel IV. 4 Berat jenis berbagai material (AASHTO LRFD 2012) ...................... 52

Tabel IV. 5 Beban Dinamik Minimum (ACI 343.1R-12) ....................................... 55

Tabel IV. 6 Beban Rem (LF) (ACI 343.1R-12) ....................................................... 56

Tabel IV. 7 Beban Hunting (HF) (ACI 343.1R-12) ................................................. 56

Tabel IV. 8 Nilai R (AASHTO LRFD 2012) ............................................................ 61

Tabel V. 1 Periode dan MPM dari MIDAS CIVIL 2011 ....................................... 66

Tabel V. 2 Batas tegangan tekan beton prategang setelah loss pada kondisi

service (AASHTO LRFD 2012) ................................................................................ 68

Tabel V. 3 Batas tegangan tarik beton prategang sebelum loss pada kondisi

service (AASHTO LRFD 2012) ................................................................................ 69

Tabel VI. 1 Level kinerja jembatan berdasarkan analisis pushover ..................... 94

Tabel VI. 2 Level kinierja struktur saat terjadi gempa El Centro dengan

NLTHA ...................................................................................................................... 97



1

BAB I

PENDAHULUAN

I.1

Latar Belakang

Indonesia merupakan salah satu negara dengan aktivitas gempa yang tinggi. Hal

ini disebabkan lokasi Indonesia yang terletak pada pertemuan empat lempeng tektonik

utama, yaitu lempeng Eurasia, Indo-Australia, Pasifik dan Philipine. Akibatnya, pada

proses pembangunan infrastruktur di Indonesia, khususnya pada wilayah kategori

desain seismik D, E, dan F, menjadi lebih rumit dan diawasi dengan ketat oleh institusi

negara. Tingkat desain dengan kerumitan yang tinggi membuat periode konstruksi

lebih panjang. Akan tetapi, wilayah-wilayah dengan aktivitas perekonomian yang

padat, seperti perkotaan besar, bandara, pelabuhan, dan lain-lain, periode konstruksi

harus seminimal mungkin agar aktivitas perekonomian tidak mengalami gangguan

yang signifikan.

Gambar I. 1 Peta tektonik Indonesia



2

Pada tahun 2009, Pemerintah mencanangkan program Masterplan Percepatan

dan Perluasan Pembangunan Ekonomi Indonesia (MP3EI) yang berdampak pada

pembangunan infrastruktur dalam skala besar merata di seluruh wilayah Indonesia.

Salah satu infrastrukturnya adalah jembatan. Pada saat ini, sistem pilar ( pier ) jembatan

dengan menggunakan tendon prategang tanpa lekatan (unbonded prestressed system)

dengan post-tensioned menyedot perhatian berbagai peneliti maupun komunitas

rekayasawan jembatan di dunia. Sistem ini dapat mempercepat proses konstruksi,

mengurangi biaya pemeliharaan dan dampak lingkungan, meningkatkan keselamatan

kerja, dan menjaga kualitas konstruksi (Kwan dan Billing, 2003 ; TRB 2003). Sistem

ini umumnya diterapkan pada badan pilar jembatan segmental ( prefabricated bridge

atau segmental bridge column)

Filosofi untuk pendesainan struktur jembatan pada daerah rawan gempa adalah

daerah join antara bagian bawah pilar dan muka fondasi menjadi daerah plastis yang

diharapkan menjadi tempat disipasi energi gempa. Akibatnya, daerah join tersebut akan

menjadi daerah kritis yang mengalami gaya dalam lebih besar dari daerah lain.

Awalnya, perkembangan desain pilar jembatan konvensional hanya menggandalkan

tulangan baja saja. Akan tetapi, desain tersebut apabila diimplementasikan pada betonsegmental atau precast, sistem tidak memiliki kemampuan disipasi energi sebaik pilar

konvensional dengan pengecoran monolit di tempat atau cast-in-situ (Chang et al.,

2002 ; Hewes dan Priestley, 2002). Hal ini dikarenakan kecenderungan daerah join

pada beton segmental lebih mudah terbuka saat mengalami gempa utama (main shock ).

Hal ini menyebabkan bertambahnya beban pada tulangan baja yang berdampak pada

plastifikasi tulangan baja tidak terkontrol sehingga kekakuan sistem berkurang drastis.

Sistem hybrid menjadi trobosan untuk mengatasi masalah pada pilar jembatan

segmental. Sistem hybrid merupakan sistem kombinasi tendon post-tensioned tanpa

lekatan (unbonded post-tensioned tendons) dan reinforcement steel (tulangan baja

dengan mutu fy=400 MPa) pada daerah join antara bagian bawah pilar dan muka

fondasi. Sistem hybrid diperkenalkan pertama kali oleh Stone et al. (1995). Gaya yang



3

berasal dari tendon prategang akan menjaga beton segmental tetap satu kesatuan.

Perilaku histeretik sistem ini berbentuk bendera ( flag shape) yang menunjukan adanya

sifat self-centering dan regangan sisa (residual displacement ) yang minimum.

Walaupun histeretik berbentuk bendera, sistem ini diyakini dapat menghasilkan energi

disipasi yang lebih baik dari desain pilar jembatan konvensional (Chang et al., 2002).

Pilar jembatan yang menggunakan sistem segmental akan mengalami mekanisme

goyang (rocking mechanism), khususnya pada daerah join. Untuk mengatasi

mekanisme goyang, dilakukan metode controlled rocking, yaitu pilar jembatan

disengaja untuk mengalami deformasi (retak) akibat lentur dengan nilai tertentu pada

daerah join antara bawah pilar dan muka fondasi. Selama tendon tanpa lekatan

dipasang sepanjang pilar jembatan, tidak akan terjadi konsentrasi penambahan

tegangan dan regangan secara teratur pada daerah join yang retak. Selain itu, pada

sistem ini, tendon prategang didesain tidak boleh mengalami kelelehan sedangkan baja

tulangan harus didesain leleh saat terjadi gempa utama (ACI ITG-5.2-09). Kelelehan

tulangan merupakan komponen utama dalam mendisipasi energi gempa. Sedangkan,

bila tendon prategang mengalami regangan inelastik (tendon leleh) maka sifat-sifat

yang dihasilkan tendon prategang ( self-centering , gaya tekan akibat tendon, dan lain-lain) akan hilang. Oleh karena itu, pemberian gaya prategang awal sangat berpengaruh

dengan beberapa alasan.

Pertama, kemampuan untuk mentransfer gaya geser ke sepanjang muka segmen

pilar bergantung pada gaya jepit yang diakomodasi oleh tendon prategang. Kekakuan

pilar jembatan bergantung pada gaya tendon prategang dan tidak akan berkurang secara

drastis apabila gaya tendon prategang relatif tetap. Kedua, kemampuan self-centering

diakomodasi oleh tendon prategang. Apabila gaya tendon dijaga selama dan setelah

gaya gempa terjadi maka pilar jembatan akan kembali ke posisi semula.



4

Gambar I. 2 Skema pilar jembatan (Haitham Mohamed, 2010)

Pada tugas akhir ini akan berfokus pada pendesainan pilar pracetak guideway

sistem hybrid terhadap beban monorel APMS yang berlokasi di Bandara Soekarno-

Hatta, Tangerang. Struktur ini berfungsi sebagai fasilitas angkutan internal bandara

untuk perpindahan orang dari satu terminal ke terminal lainnya. Selanjutnya, desain

tersebut akan dilakukan analisis statik dan dinamik terhadap beban seismik untuk

mengetahui perilaku pilar pracetak guideway sistem hybrid . Hasil analisis tersebut akan

dibandingkan dengan hasil analisis pilar dengan sistem konvensional yang

menggunakan perkuatan tulangan baja saja.

I.2

Tujuan

Tujuan tugas akhir ini adalah, sebagai berikut:

a. Melakukan pendesain tendon tanpa lekatan dan baja tulangan pada pilar pracetak

sistem hybrid yang optimal terhadap beban monorel dan gempa yang berada di

kawasan Bandara Soekarno-Hatta



5

b. Mengetahui level kinerja dan perilaku pilar pracetak sistem hybrid yang didesain

menggunakan metode performance-based terhadap beban monorel dan gempa,

kemudian dianalisis pada kondisi statik ( pushover ) dan dinamik (time-history

analysis)

c. Membandingkan hasil desain dan analisis (contoh : perilaku, level kinerja, dan lain-

lain) pilar pracetak sistem hybrid dengan sistem konvensional yang menggunakan

perkuatan tulangan baja.

I.3

Rumusan Masalah

Permasalahan yang melatar-belakangi penulisan tugas akhir ini antara lain:1. Bagaimana konsep utama dalam mendesain pilar pracetak sistem hybrid di daerah

rawan gempa?

2. Apa saja parameter desain yang perlu diperhatikan dalam perencanaan pilar

pracetak sistem hybrid di daerah rawan gempa?

3. Apa kelebihan dan kekurangan dalam penggunaan sistem hybrid pada pilar

pracetak guideway monorel bila terkena beban gempa?

4. Bagaimana cara mendesain pilar pracetak sistem hybrid pada daerah rawan gempa?

5. Bagaimana level kinerja dan perilaku pilar pracetak sistem hybrid saat menahan

beban gempa?

6. Kenapa sistem hybrid diyakini dapat menggantikan sistem konvensional pada

daerah rawan gempa?

I.4

Ruang Lingkup

Ruang lingkup pada tugas akhir ini adalah, sebagai berikut:

1.

Dimensi (badan, guideway beam, pier head , dan lain-lain) dan sistem struktur guideway monorel diambil dari spesifikasi yang sudah ada

2. Struktur guideway monorel berfungsi sebagai angkutan internal Bandara Soekarno-

Hatta, Tangerang yang melayani perpindahan orang dari satu terminal ke terminal

lainnya



6

3. Pembebanan struktur guideway monorel mengacu pada ACI 343.1R-12 dan SNI

2833-2013. Kelas situs pada lokasi Bandara Soekarno-Hatta, Tangerang

diasumsikan SE (tanah lunak)

4. Jenis struktur jembatan guideway monorel adalah integrated and continuous span

(sistem portal) dimana tendon prategang menyatukan lima bentang. Jarak antar

pilar adalah 20 meter

5. Lintasan jembatan yang didesain dan dianalisis hanya bagian lintasan yang lurus

dan bertipe single pier

6. Lingkup peninjauan studi hanya sebatas tendon tanpa lekatan dan tulangan baja

pada pilar struktur jembatan guideway monorel (Substructure).

I.5

Metodologi Pembahasan

Metodologi pembahasan pada tugas akhir ini adalah, antara lain:

1. Pemilihan topik tugas akhir

Topik tugas akhir ini dipilih karena sistem hybrid pada pilar guideway monorel

dapat dikategorikan sebagai sistem yang masih baru di Indonesia. Sedangkan,

sudah banyak penelitian yang meyakinkan bahwa sistem ini memiliki berbagai

keuntungan untuk diterapkan pada daerah rawan gempa, seperti Indonesia.

Penggunaan sistem ini menjadi salah satu alternatif untuk menjawab permasalahan

periode konstruksi yang panjang dan kerusakan akibat regangan sisa yang besar

pada pilar guideway monorel.

2. Penentuan parameter desain

Penentuan beban hidup merupakan salah satu parameter yang penting dalam

desain. Beban pada struktur guideway monorel berkaitan dengan fungsi struktur

tersebut. Dalam hal ini, beban yang diperhitungkan adalah beban monorail pada

lintasan lurus. Besarnya beban gempa juga harus diperhitungkan agar desain yang

dilakukan dapat menahan base shear yang terjadi. Selain beban, penentuan besar

bukaan pada daerah join antara bawah pilar dan muka fondasi serta gaya jacking



7

merupakan hal yang penting. Tendon prategang tanpa lekatan didesain tidak

mengalami kelelehan pada saat gempa utama terjadi.

3. Kajian literatur terkait topik tugas akhir

Literatur yang digunakan dalam pengerjaan tugas akhir ini berkaitan dengan desain

dan analisis pilar pracetak dengan sistem hybrid . Perilaku pilar pracetak

menyerupai dinding geser ( shearwall ) sehingga terdapat beberapa literatur dinding

geser dengan tendon tanpa lekatan yang digunakan sebagai referensi.

4. Perencanaan dan pemodelan struktur

Pemodelan struktur guideway monorel menggunakan program MIDAS/Civil 2011.

Struktur guideway monorel dimodelkan berbentuk portal lintasan lurus lima

bentang dengan panjang per bentang sebesar 20 meter.

Dalam pemodelan ini, beban yang diperhitungkan adalah beban gempa dan beban

monorel. Beban monorail pada lintasan lurus meliputi berat monorail saat terisi

penuh, faktor kejut, beban rem, beban angin, dan lain-lain.

5. Analisis kinerja struktur

Struktur jembatan guideway monorel yang sudah didesain dengan beban-beban

rencana, akan dianalisis dengan pushover sehingga dapat diketahui kinerjanya. Bila

terjadi beban ultimate, diharapkan struktur jembatan guideway monorel berada

pada kinerja immediate occupancy (IO) atau Life Safety (LS). Selain analisis non-

linier statik, dilakukan juga analisis non-linier dinamik menggunakan analisis non-

linier time-history (NLTHA). NLTHA diharapkan dapat memberikan hasil analisis

tambahan yang menjadi keterbatasan pada analisis pushover, seperti perilaku

sistem struktur pada saat terjadi beban bolak-balik. Hasil yang didapat dari NLTHA

dapat menghasilkan perilaku sistem hybrid yang terjadi pada struktur jembatan

guideway monorel sehingga efek self-centering dapat terlihat.



8

6. Kesimpulan

Ringkasan hasil akhir dari analisis pushover dan NLTHA dapat menjawab tujuan-tujuan yang sudah didefinisikan disebelumnya.

Gambar I. 3 Diagram alir metodologi penulisan tugas akhir

I.6 Sistematika Penulisan

Sistematika penulisan pada proposal tugas akhir ini adalah, sebagai berikut:

BAB I PENDAHULUAN

Menguraikan latar belakang, tujuan yang ingin dicapai, rumusan masalah, ruang

lingkup, metodologi pembahasan, dan sistematika penulisan proposal tugas akhir.

PemilihanTopik

PenentuanParameter

Desain

KajianLiteratur

Perencanaandan

PemodelanStruktur

AnalisisKinerja

Struktur

Kesimpulan



9

BAB II KAJIAN LITERATUR

Menjelaskan perkembangan keilmuan mengenai topik yang diangkat, terutama berkaitan dengan perencanaan dan analisis pilar jembatan sistem hybrid , meliputi

konsep, kriteria, dan perilaku terhadap beban gempa. Selain itu, terdapat juga

penjelasan singkat mengenai parameter-parameter yang diperhatikan dalam

menganalisis sistem struktur.

BAB III METODOLOGI PENULISAN

Memaparkan tahap-tahap prosedur studi yang dilakukan selama tugas akhir ini. Selain

tahapan, terdapat juga penjelasan dari tahapan dan proses yang dilakukan serta

parameter yang didapatkan pada tahap tersebut. Pada bab ini juga di bahas metode

analisis yang digunakan pada tugas akhir ini.

BAB IV PEMODELAN STRUKTUR

Memaparkan perencanaan dan pemodelan struktur jembatan guideway monorel,

termasuk pembebanan dan hal-hal yang perlu diperhatikan selama pemodelan

dilakukan. Pada bab ini juga dipaparkan pemodelan dari sendi plastis kedua sistem

yang digunakan sebagai input dalam program MIDAS CIVIL 2011. Selain itu, terdapat

juga berbagai peraturan yang digunakan sebagai acuan desain dan pemodelan.

BAB V HASIL PERHITUNGAN

Memaparkan hasil perhitungan dari pemodelan struktur jembatan guideway monorel

dan model sendi plastis. Hasil perhitungan dari pemodelan struktur jembatan guideway

monorel adalah periode, modal participation masses, defleksi guideway beam,

tegangan beton pada guideway beam, detailing , dan pengecekan efek P-∆. Sedangkan,

hasil perhitungan dari model sendi plastis adalah tegangan dan regangan material dan

properti sendi plastis.



10

BAB VI ANALISIS DAN PEMBAHASAN

Menguraikan hasil analisis dan pembahasan dari dua macam analisis yang dilakukan.

Analisis yang pertama adalah analisis statik non-linier ( pushover ) dan yang kedua

adalah analisis dinamik non-linier ( Non-Linier Time History atau NLTHA). Fokus

pembahasan pada analisis pushover adalah daktilitas, kapasitas drift , overstrength,

level kinerja struktur dan lain-lain. Sedangkan untuk NLTHA, fokus pembahasan

adalah perilaku struktur yang dihasilkan dari model histeretik yang di- input ke dalam

program MIDAS CIVIL 2011. Pada NLTHA juga dibahas mengenai perbandingan

level kinerja struktur dan sifat self-centering dari sistem hybrid .

BAB VII PENUTUP

Memaparkan simpulan dan saran dari pengerjaan tugas akhir sesuai dengan tujuan yang

telah diharapkan.



11

BAB II

KAJIAN LITERATUR

II.1.

Perkembangan Keilmuan Pilar Jembatan Terhadap Beban

Gempa

Pilar jembatan merupakan bagian dari struktur bawah jembatan ( substructure).

Fungsinya adalah memikul seluruh beban struktur atas dan beban lain yang

ditimbulkan oleh tekanan tanah, aliran air dan hanyutan, tumbukan, gesekan padatumpuan, dan lain-lain. Selanjutnya, beban dari struktur bawah jembatan akan

disalurkan ke fondasi lalu ke tanah dasar. Bagian-bagian pilar jembatan adalah kepala

pilar ( pier-head ), pilar ( pier ), konsol pendek untuk jacking (corbel ), dan tumpuan

(bearing ). Bentuk pilar jembatan dapat berupa dinding, pilar, atau portal.

Seiring dengan kebutuhan proses konstruksi yang singkat, sistem konstruksi

jembatan banyak dikembangkan. Berbagai percobaan eksperimental dan studi

analitikal dilakukan untuk menyempurnakan sistem pilar jembatan pracetak.

Alasannya, sistem pracetak menjadi terobosan masa depan yang dapat mengatasi

masalah konstruksi. Berikut adalah contoh jembatan yang menggunakan pilar pracetak.

Gambar II. 1 Jalan Layang Louetta, Houston, Texas dengan sistem post-tensioned



12

Hewes dan Priestly (2001) melakukan percobaan eksperimental dengan empat

buah beton pracetak skala besar untuk pilar jembatan. Tendon post-tensioned tanpa

lekatan diangkur dari fondasi pilar jembatan sampai sambungan cap-beam pada kepala

pilar. Model eksperimental ini dibebani dengan beban seismik. Hasilnya tidak terjadi

slip antara segmen pracetak dan regangan sisa yang minimum.

Mandawe et al. (2002) melakukan percobaan untuk mengetahui perilaku siklik

pada enam buah pilar dengan sambungan cap-beam yang tidak terdapat tendon post-

tensioned . Sambungan tersebut dipasang tulangan baja dilapisi epoksi yang di- grout ke

dalam duct . Penelitian ini menghasilkan bahwa sambungan tulangan baja dapat

digunakan untuk pilar jembatan pracetak pada daerah rawan gempa. Akan tetapi,

kerusakan akibat tarik yang berat pada daerah sendi plastis.

Sakai dan Mahin (2004) serta Kwan dan Billington (2003) melakukan studi

analitikal pilar jembatan pracetak dengan berbagai proporsi tulangan baja dan tendon

prategang tanpa lekatan. Hasilnya, bila proporsi tendon prategang bertambah, maka

disipasi energi dan regangan sisa akan berkurang.

Billington dan Yoon (2004) mengusulkan untuk menggunakan material ductile

fiber-reinforced cement-based composite (DRFCC) untuk pilar jembatan pracetak padadaerah join dimana plastifikasi atau perilaku inelastik terjadi. Berdasarkan

eksperimental, DRFCC dapat menghasilkan tambahan energi disipasi, tetapi

meningkatkan regangan sisa.

II.1.1. Perilaku Pilar Jembatan Monolit dan Pracetak Terhadap Beban

Lateral

Pada perkembangan awal, pilar jembatan didesain monolit dengan tulangan baja

sebagai perkuatan utama. Dampaknya, pemilihan lokasi terjadinya perilaku inelastiksangat penting. Umumnya, lokasi terjadinya perilaku inelastik pada pilar jembatan

akan terbentuk sendi plastis. Tulangan baja leleh dan regangan plastis beton bekerja

bersama-sama menghasilkan disipasi energi gempa. Deformasi material tersebut yang

menyebabkan rotasi dan perpindahan di pilar bagian atas.



13

Gambar II. 2 Ilustrasi perilaku sambungan dengan tulangan baja (Heiber et al., 2005)

Gambar II. 3 Perilaku histeretik untuk sistem monolit tulangan baja (Guerra et al.)

Berbeda untuk pilar jembatan pracetak ( precast ), deformasi pada pilar tidak

hanya disebabkan deformasi plastis pada daerah join di dasar pilar. Akan tetapi,

deformasi disebabkan oleh rotasi keseluruhan segmen pilar terhadap dasarnya. Perilaku

pada pilar pracetak menyerupai fondasi goyang (rocking foundation), yaitu fondasi

akan terangkat dari tanah ketika momen tahanan dari gravitasi sudah terlampaui oleh

beban. Prinsipnya, beban vertikal (berat sendiri pilar dan beban lain di atas pilar

jembatan) yang terjadi pada pilar jembatan akan menghasilkan momen tahananterhadap beban lateral sehingga mencegah pilar jembatan guling. Akan tetapi pada

kenyataannya, beban vertikal tidak dapat menghasilkan momen tahanan yang cukup

untuk menahan beban lateral yang dihasilkan oleh gempa, maka tendon prategang

adalah salah satu solusinya. Gaya tekan yang dihasilkan dari tendon prategang akan



14

menambah momen tahanan cukup signifikan. Hanya saja, energi disipasi dari kurva

histeretik beton pracetak yang menggunakan tendon prategang relatif lebih rendah

dibandingkan beton monolit yang menggunakan tulangan baja (Hewes and Priestly,

2002).

Gambar II. 4 Perilaku pilar jembatan pracetak terhadap beban lateral (Hewes and Priestly, 2002)

Ide dari penggunaan pilar jembatan sistem hybrid pada pilar pracetak dapat

digambarkan sebagai berikut.

Gambar II. 5 Konsep sistem hybrid (Guerra et al.)



15

Sistem hybrid diharapkan dapat menjadi solusi atas berbagai kendala-kendala dalam

penerapan pilar pracetak di daerah seismik. Berikut adalah perilaku dari pilar pracetak

sistem hybrid .

Gambar II. 6 Perilaku histeretik sistem hybrid (Guerra et al.)

Selain itu, terdapat juga mekanisme yang dihindari dalam pendesainan pilar pracetak

sistem hybrid pada saat terjadi beban seismik, sebagai berikut.

Gambar II. 7 Mekanisme yang dihindari dalam pendesainan sistem hybrid



16

II.1.2. Contoh Desain Pilar Jembatan Sistem Hybrid

Hieber et al. (2005) mengusulkan desain antara pilar jembatan pracetak dan cap-

beam dengan sistem hybrid . Tendon prategang dan tulangan baja diangkur dari fondasi

pilar sampai kepala pilar dan berada di tengah sumbu netral pilar. Sistem ini juga dapat

diaplikasikan pada fondasi yang dicor ditempat. Berikut adalah sketsa desainnya.

Gambar II. 8 Contoh desain tampak pilar jembatan sistem hybri d (Hieber et al., 2005)

Pilar Jembatan pracetak didesain dapat bergoyang saat terjadi gempa. Rotasi pilar

akibat perpindahan lateral relatif antara cap-beam dan fondasi yang mengakomodasi

terbentuknya bukaan pada muka atas dan bawah pilar. Selama beban gempa terjadi,

disipasi energi terjadi akibat perilaku histeretik dari tulangan baja. Tendon prategang

tanpa lekatan didesain tidak mengalami kelelehan selama gempa terjadi. Tendon

prategang tanpa lekatan tidak mengalami kelelehan dikarenakan kenaikan regangan,selama pilar bergoyang, didistribusikan keseluruh panjang tendon. Oleh karena tetap

elastik, tendon prategang tidak menghasilkan disipasi energi, tetapi menghasilkan sifat

self-centering . Sifat ini yang menyebabkan sistem hybrid memiliki regangan sisa yang

kecil setelah gempa terjadi.



17

Tulangan baja perlu diberikan panjang penyaluran agar tidak patah akibat

regangan yang besar pada bukaan daerah join. Berikut merupakan ilustrasi sambungan

pada daerah join bawah pilar. Satu hal yang tidak kalah penting adalah proteksi tendon

prategang terhadap korosi. Korosi dapat menyebabkan kehilangan gaya prategang

sehingga menyebabkan kehilangan sifat self-centering . Akibatnya, regangan yang

lebih besar akan terjadi pada tulangan baja.

Gambar II. 9 Ilustrasi perilaku sambungan dengan tulangan baja dan tendon prategang tanpa lekatan

(Heiber et al., 2005)

.



18

Berikut contoh metode konstruksi untuk pilar jembatan sistem hybrid :

Gambar II. 10 Metode konstruksi pilar jembatan dengan tendon tanpa lekatan post-tensioned

1). Buat fondasi bor dengan sistem cor

ditempat dengan metode konvensional

2). Posisikan pilar jembatan pracetak

dan sambungkan ke fondasi

3). Sambungkan pilar jembatan

dan kepala pilar

4). Tempatkan girder diatas

kepala pilar

5). Cor diafragma jembatan (sisakan

bagian atas diafragma) dan jacking tendon

6). Buat dek jembatan diatas

girder

7). Cor sisa diafragma jembatan 8). Lakukan Finishing jembatan



19

II.2.

Konsep Desain Pilar Jembatan Sistem Hybrid

II.2.1.

Konsep Desain Jembatan Seismik Berbasis Kinerja (PBSD)

Dalam pendesainan jembatan di daerah seismik, AASHTO membagi dua buah

metode desain yaitu desain berbasis kekuatan ( force-based method ) dan berbasis

perpindahan (displacement-based method ). Desain berbasisi kekuatan (AASHTO

LRFD) merupakan suatu metode desain gempa yang didasarkan pada gaya yang

dikenakan pada struktur. Desain berbasis perpindahan (AASHTO SGS) merupakan

suatu metode perencanaan gempa untuk menentukan kekuatan sendi plastis yang

dibutuhkan dalam memenuhi syarat batas kinerja dengan mengetahui batas regangan

dan pergeseran horizontal (Ellys Lim, 2012).

Filosofi desain metode berbasis kekuatan adalah desain elastik yang

membutuhkan informasi mengenai kinerja struktur dan gaya dalam yang terjadi pada

struktur saat gempa. Kekuatan desain didapatkan dari gaya dalam akibat gempa yang

direduksi dengan faktor R ditambah dengan gaya dalam akibat beban non-seismik.

Pada umumnya, kekuatan desain didapatkan pada lokasi terjadinya sendi plastis.

AASHTO LRFD membagi tiga klasifikasi operasional untuk jembatan, yaitu critical ,

essential , dan other .

Pada kondisi essential , jembatan harus dapat melayani kendaraan darurat (polisi,

pemadam kebakaran, dan lain-lain) walaupun terkena beban gempa ulang 1000 tahun.

Pada kondisi critical , jembatan harus dapat melayani seluruh kendaraan walaupun

terkena beban gempa ulang 2500 tahun. Sedangkan, untuk kondisi other , tidak diatur

lebih lanjut.

Kesulitan pada metode berbasis kekuatan adalah satu nilai R tidak dapat

mencerminkan kinerja daktilitas dari konfigurasi struktur tertentu. Contohnya,

konfigurasi dengan dua buah pilar tulangan baja yang berbeda tingginya akan memiliki

daktilitas yang berbeda. Pilar yang lebih panjang akan memiliki daktilitas yang lebih

rendah. Pada kasus ini, lebih relevan untuk menggunakan metode desain berbasis

perpindahan.



20

Metode desain berbasis perpindahan berfokus pada pengecekan kapasitas

deformasi sistem dibandingkan pemilihan kekuatan leleh atau elemen pendisipasi

energi. Pendesainan metode ini dilakukan trial and error dengan mengasumsikan nilai

kapasitas deformasi yang ingin dicapai dan pada akhirnya akan dicek apakah struktur

yang didesain mencapai kapasitas deformasi yang diasumsikan pada awal desain.

Seluruh parameter desain, seperti sengkang, sudah diperhitungkan pada asumsi nilai

kapasitas deformasi. Metode desain ini dapat dilakukan dengan mencari hubungan dari

kurvatur elemen, kemudian rotasi elemen, dan terkahir dengan perpindahan elemen dan

sistem .

Gambar II. 11 Ilustrasi tiga buah komponen penting pada metode berbasis perpindahan (NCHRP 440,

2013)



21

Kriteria penggolongan kinerja metode berbasis perpindahan mengacu pada

CALTRANS, 2010b.

Tabel II. 1 Kriteria penggolongan kategori jembatan terhadap level kinerja jembatan

Kriteria Kinerja Seismik Berdasarkan CALTRANS (CALTRANS, 2010b)

Oleh karena berbagai perbedaan antara metode desain berbasis kekuatan dan

perpindahan, desain berbasis perpindahan lebih cocok diterapkan dengan metode

desain berbasis kinerja untuk penyempurnaan desain. Hal ini dikarenakan pada



22

metode desain berbasis kekuatan tidak dilakukan pengecekan terhadap kecukupan

deformasi yang dibutuhkan pada saat terjadi gempa.

Konsep desain berbasis kinerja (PBSD) adalah suatu proses yang berhubungan

dengan pengambilan keputusan desain infrastruktur secara rasional dan ilmiah dengan

mempertimbangkan beban seismik, perilaku, dan kerusakan potensial infrastruktur

(Krawinkler dan Miranda, 2004 ; Moehle dan Deierlein, 2004). Dengan PBSD, dapat

diketahui tingkat keamanan infrastruktur, kerugian ekonomi dan kerusakan

infrastruktur setelah gempa terjadi.

Gambar II. 12 Kurva perpindahan terhadap base shear didapatkan dari analisis pushover (Moehle dan

Deierlein, 2004)



23

Berdasarkan kurva diatas, didapatkan informasi, sebagai berikut :

Ilustrasi kerusakan jembatan yang tergambar diatas kurva

Level kinerja jembatan : Fully Operational, Operational, Life Safety, dan Collapse

Biaya perbaikan kerusakan terhadap biaya penggantian jembatan baru

Potensi gangguan keselamatan jiwa pada berbagai level kinerja jembatan

Estimasi waktu jembatan tidak dapat digunakan.

Secara singkat, PBSD dibagi menjadi empat tahap desain sederhana berdasarkan

Pacific Earthquake Engineering Research Center (PEER), sebagai berikut :

1. Analisis bahaya seismik dengan memperkirakan beban seismik yang akan terjadi

pada daerah akan dibangun jembatan berdasarkan pengukuran intensitas (IM).

Contohnya adalah spektra percepatan (SA)

2. Analisis struktur berdasarkan dengan perilaku struktur terhadap beban seismik

yang terkait kebutuhan parameter rekayasawan (EDPs), seperti regangan, rotasi,

perpindahan, drift , atau gaya dalam

3. Analisis kerusakan berdasarkan perilaku struktur terhadap pengukuran kerusakan

(DMs) yang menggambarkan kondisi struktur, seperti level kinerja : Fully

Operational, Operational, Life Safety, dan Collapse

4. Analisis kerugian berdasarkan kerusakan infrastruktur terhadap beberapa tipe

variable keputusan (DV), seperti biaya perbaikan, tingkat gangguan keselamatan

jiwa, maupun lamanya jembatan tidak dapat digunakan.

Gambar II. 13 Diagram alir PBSD



24

Lebih rinci, PBSD juga memiliki level kinerja jembatan (PLs) yang harus dipenuhi

berdasarkan kemungkinan bahaya gempa yang akan dialami jembatan dan umur

jembatan yang diinginkan (ASL). Kemungkinan bahaya gempa dibagi menjadi dua,

yaitu gempa dengan periode ulang 100 tahun dan 1000 tahun.

Tabel II. 2 Minimum level kinerja untuk jembatan (FHWA, 2006)

Umur jembatan dibagi menjadi tiga kategori, yaitu :

ASL 1 : 0-15 tahun

ASL 2 : 16-50 tahun

ASL 3 : >50 tahun

Level kinerja jembatan dibagi menjadi empat kategori, yaitu :

PL0 : No minimum, yaitu tidak ada minimum level kinerja jembatan yang diatur

PL1 : Life safety, yaitu terdapat kerusakan utama pada jembatan, operasional

jembatan terganggu, tetapi keselamatan jiwa terjamin. Terdapat kemungkinan

jembatan harus diganti sesudah terjadi gempa rencana.

PL2 : Operational , yaitu kerusakan pada jembatan minimum dan kendaraan darurat

dapat melintasi jembatan setelah inspeksi dan pembersihan puing. Jembatan dapat

diperbaiki dengan atau tanpa rekayasa lalu lintas.

PL3 : Fully operational , yaitu tidak terdapat kerusakan pada jembatan dan seluruh

kendaraan yang direncanakan dapat melintasi jembatan setelah inspeksi dan

pembersihan puing. Jembatan dapat diperbaiki tanpa mengganggu lalu lintas.



25

Dalam melakukan desain terhadap level kinerja yang diinginkan, dapat melihat dengan

beberapa hubungan. Salah satunya hubungan deformasi terhadap base shear

Gambar II. 14 Hubungan level kinerja dengan kurva deformasi terhadap base shear (FEMA-356)

Keterangan :

Immediate Occupancy (IO) : terdapat deformasi permanen, kerusakan yang dapat

dilihat dengan kasat mata, tetapi deformasi tidak lebih besar dari 0,67 deformasi

maksimum life safety.

Life Safety (LS) : deformasi maksimum adalah 0,75 deformasi point C. Collapse Prevention (CP) : deformasi yang lebih besar dari deformasi point C,

tetapi tidak lebih besar dari 0,75 deformasi point E.

Hubungan lainnya, level kinerja jembatan dapat diketahui dengan melihat batas-batas

parameter yang terdapat pada jembatan.



26

Berikut adalah kriteria kerusakan berdasarkan parameter jembatan untuk mengetahui

level kinerja jembatan.

Tabel II. 3 Parameter level kinerja atau desain jembatan SRPH-1 (Hose dan Seible 1999)

Tabel II. 4 Perkiraan hubungan kerusakan dan kinerja jembatan



27

II.2.2. Berbagai Tipe Analisis Struktur

Dalam melakukan desain menggunakan PBSD, sangat penting untuk menganalisis

perilaku struktur terhadap gempa secara akurat. Pada umumnya, analisis struktur dibagi

menjadi empat, sebagai berikut.

Tabel II. 5 Tipe analisis struktur

Analisis Statik Linear

Prinsip analisis ini adalah menggunakan beban ekivalen statik yang merepresentasikan

distribusi gaya akibat gempa pada struktur. Analisis ini cocok digunakan untuk struktur

yang sederhana dan didominasi oleh mode pertamanya. Analisis ini memprediksi

perilaku elastik linear dan perilaku inelastiknya harus dianalisis terpisah. Contoh

metode ini adalah dalam mendesain kinerja struktur, diperbolehkan menggunakan

faktor R yang sesuai dengan kategori keutamaan jembatan untuk mereduksi kekuatan

desain sehingga terjadi deformasi plastis. Analisis ini diadopsi pada metode desain

berbasis kekuatan (AASHTO LRFD), hanya saja tidak cocok untuk digunakan pada

PBSD.

Analisis Dinamik Linear

Prinsip analisis ini adalah penggunaan analisis respons spektra (RSA) untuk

mengetahui besarnya perilaku (seperti perpindahan, momen, dan geser) berdasarkan

faktor partisipasi, perilaku, dan redaman tiap mode. Pada umumnya, modal partisipasi

massa pada mode satu dan dua adalah dominan (paling sedikit ±90%). Walaupun

analisis ini dapat memprediksi perilaku elastik dinamik untuk struktur sederhana dan

kompleks, analisis ini memiliki keterbatasan untuk memprediksi perpindahan inelastik,

deformasi plastis, maupun gaya dalam ketika terjadi kelelehan dalam sistem struktur.



28

Analisis ini cocok untuk PBSD apabila struktur sengaja didesain elastik selama gempa

terjadi. Analisis ini diadopsi pada metode desain berbasis perpindahan (AASHTO

SGS).

Analisis Statik Non-Linear

Analisis ini biasanya dikenal dengan nama analisis pushover . Analisis Pushover

menghasilkan kurva kapasitas yang dapat diolah untuk mengetahui kapasitas gaya dan

deformasi non-linear dari struktur. Perilaku struktur juga dapat diamati dari kurva

kapasitas, seperti daktilitas, koefisien modifikasi, dan over-strength. Terdapat dua tipe

pushover , yaitu kontrol gaya dan kontrol perpindahan. Pada dasarnya, gaya atau

perpindahan akan bertambah secara terus-menerus (monoton) sampai batas yang ingin

diamati selama analisis ini. Besarnya gaya atau perpindahan yang diberikan hingga

membuat struktur gagal. Selain kapasitas, analisis pushover dapat menghasilkan

kinerja struktur bila terjadi gempa. Kurva kapasitas yang didapatkan diplot secara

ADRS (acceleration displacement response spectra) dan dibandingkan dengan respons

spektra gempa yang terjadi pada struktur. Titik perpotongan kedua kurva adalah

performance point . Evaluasi kinerja dan desain struktur dapat diketahui dari hasil

performance point .



29

Gambar II. 15 Skema penentuan performance point untuk prosedur A (ATC-40)

Gambar II. 16 Diagram alir analisis statik non-linear (FEMA 440)

Analisis statik non-linear dibagi menjadi dua, yaitu satu derajat kebebasan (SDOF) dan

banyak derajat kebebasan (MDOF). Pada SDOF, terdapat dua metode, yaitu metode



30

koefisien dan linearisasi ekivalen. Sedangkan MDOF, memiliki dua metode, yaitu

analisis modal pushover dan prosedur kombinasi modal adaptif. Untuk pendesainan

jembatan, cukup dengan menggunakan SDOF untuk analisis statik non-linear,

sedangkan MDOF untuk gedung tinggi.

Analisis Dinamik Non-Linear

Analisis ini dinamakan non linier time-history, merupakan tambahan dari analisis

linear responsse history dengan material dan perilaku geometri non-linear. Untuk

melakukan analisis dengan hasil yang optimal, diperlukan beberapa data ground

motion. Setiap ground motion mengandung komponen goyang dua arah horizontal dan

komponen goyang arah vertikal. Kesulitan dalam analisis ini adalah pemilihan dan

kalibrasi skala dalam memasukan gound motion (NEHRP, 2011), kalibrasi dan validasi

perilaku histeretik elemen, perilaku redaman elastik (Charney, 2008), dan

permasalahan komputasi (waktu proses). Pada analisis ini juga terdapat metode

simplifikasi yang disebut respons spektra daktilitas konstan atau inelastik. Metode ini

merupakan tambahan dari respons spektra elastik.

II.2.3. Pembebanan Monorel

Pembebanan monorel yang digunakan tugas besar ini mengacu pada ACI 343.1R-12

dan SNI 2833-2013. Beban-beban dan kombinasinya yang didefinisikan adalah,

sebagai berikut :

Beban Tetap (Sustained Loads )

Beban tetap yang ditetapkan pada ACI 343.1R-12, sebagai berikut :

Beban mati, seperti berat elemen prefabrikasi, berat elemen yang dicor ditempat,

berat lintasan dan perlengkapannya (lintasan monorel, dinding penahan, panel

peredam suara, dan lain-lain)

Beban tetap lainnya, seperti beban akibat perbedaan settlement (SE), tekanan tanah

(EH), efek dari gaya prategang (PS), atau kekangan struktur eksternal (ER). Selain

itu, dapat diperhitungkan juga gaya akibat buoyancy (B).



31

Beban Sementara (Transient L oads )

Beban hidup dan turunannya

Beban vertikal dari monorel (LL)

Beban ini diambil sesuai dengan jenis monorel yang beroperasi diatas

jembatan.

Faktor kejut (IM)

Merupakan beban dinamik minimum yang diperhitungkan. Beberapa parameter

yang harus diperhitungkan, sebagai berikut.

= =

⁄

= = 2 Keterangan:

l = panjang bentang, dari as ke as perletakkan, (m)

M = masa per unit panjang dari guideway, termasuk seluruh beban mati

yang dipikul dan berat sendiri guideway, (kg/m)

Ec = modulus elastisitas dari guideway, (Pa)

Ig = momen inersia dari guideway, (m4)

VCF = frekuensi monorel (Vehicle Crossing Frequency), Hz



32

Tabel II. 6 Beban dinamik minimum (ACI 343.1R-12)

Beban Rem (LFe dan LFn)

Beban rem bekerja bersama-sama dengan LL pada semua roda dan dapat

diberikan ke depan bila terjadi pengereman atau perlambatan dan ke belakang

bila terjadi percepatan.

Tabel II. 7 Beban rem (LF) (ACI 343.1R-12)

Beban Hunting atau Nosing (HF)

Monorel yang terdiri dari beberapa gerbong memiliki pergerakan yang tidak

selalu menetap pada rel seperti pergerakan ular. Akibatnya, interaksi lateral

antara monorel dan balok guideway menimbulkan beban hunting . Beban ini

diberikan dengan arah lateral pada titik kontak antara roda-roda monorel dan

guideway.

Tabel II. 8 Beban hunting (HF) (ACI 343.1R-12)



33

Bila beban sentrifugal dan hunting bekerja bersama-sama, maka diambil beban

yang nilainya lebih besar saja. Bila jenis roda monorel yang digunakan

berbahan karet, maka nilai friksi tidak perlu diperhitungkan.

Beban angin (WL)

Perencanaan beban angin untuk daerah Jakarta dan sekitarnya diambil sebesar 90

km/jam kecuali diberikan secara khusus. Berdasarkan ACI 343.1R-12, beban angin

yang diberikan pada pemodelan adalah, sebagai berikut:

a. Pada struktur guideway, beban angin adalah 0,4 kN/m2 diberikan pada sumbu

netral dari struktur guideway.

b.

Pada monorel, beban angin adalah 0,4 kN/m2 diberikan pada sumbu netral dari

monorel atau 1,822 m diatas struktur guideway.

Efek Temperatur

Pengaruh temperature akan mempengaruhi perubahan volume dan pergerakan pada

guideway yang menyebabkan adanya beban tambahan sehingga untuk pemodelan

struktur yang akan mengalami kekangan harus dikaji lebih teliti. Terdapat dua

bagian yang harus diperhatikan, yaitu sebagai berikut:

a.

Kisaran TemperaturUntuk Jakarta dan sekitarnya, perbedaan temperature untuk periode ulang 75

tahun berkisar antara 23oC sampai dengan 37oC atau dapat juga diambil ±7oC

dari rata-rata temperatur 30oC.

b. Koefisien Perbesaran Termal

Koefisien untuk setiap perubahan suhu 1oC diambil sebesar 1 2 × 1 0− °

untuk baja dan beton.

Rangkak Beton (CR)Rangkak merupakan fungsi kelembaban relatif, rasio volume-luas permukaan, dan

lamanya pembebanan. Rangkak juga dipengaruhi oleh jumlah tulangan, besarnya

gaya prategang, umur beton ketika pembebanan dimulai, dan spesifikasi beton.



34

Besarnya rangkak pada r-hari pembebanan dapat dihitung dengan rumus, sebagai

berikut:

=

Dengan merupakan tegangan elastik awal sedangkan , , dan merupakan

faktor koreksi terhadap kelembaban, rasio volume-luas, dan waktu yang nilainya

dihitung sebagai berikut:

=4,250,25

Untuk 0 ≤ ≤ 250 → = 1 +0,7

Untuk

> 250 → =0,7

= 1 −, √

=0,08%

Keterangan :

r = rasio volume luas permukaan

t=waktu setelah pembebanan bekerja atau gaya prategang hari

H=kelembaban relatif 85%

Susut Beton (SH)

Susut merupakan perubahan volume yang dialami beton sehingga volume beton

mengecil akibat beton kehilangan kandungan air selama masa pengerasan (efek

hidrasi beton). Besar susut dapat diperhitungkan dengan rumus, sebagai berikut:

=

Dengan merupakan tegangan susut ultimate sedangkan dan merupakan

faktor koreksi terhadap rasio volume-luas dan waktu yang nilainya dihitung sebagai

berikut:

= 5 5 0 1 ( 100) × 1 0−

Untuk 0 ≤ ≤ 300 → = 1 +0,5

Untuk > 300 → =0,5



35

= 1 −, √

:

r = rasio volume luas permukaan

t = waktu setelah 7 hari

H=kelembaban relatif 85%

Beban Seismik

Struktur monorel didesain untuk dapat menahan beban gempa dengan kinerja yang

memuaskan. Beban seismik dalam pemodelan akan diberikan sesuai dengan SNI

2833-2013 menggunakan respons spektra.

Kombinasi Pembebanan

Kombinasi pembebanan yang digunakan adalah pada kondisi service untuk mendesain

guideway beam dan ultimate untuk mendesain pilar jembatan. Kombinasi pembebanan

dapat menggunakan sesuai pada peraturan atau ditentukan sesuai dengan pertimbangan

dari pendesain. Pada tugas besar ini, kombinasi pembebanan berdasarkan ACI 343.1R-

12. Berikut adalah kombinasi pembebanannya.

Tabel II. 9 Kombinasi pembebanan service (atas) dan ultimate (bawah)

Group DL SDL LL+I PS LFn WS WL CF or

HF

T SH+CR Diff EQ

S1 1 1 1 1 1 1 1

S2 1 1 1 1 1 0.3 0.3 1 1

S3 1 1 1 1 1 0.3 0.3 1 1 1 1

S4 1 1 1 1 1 1 1

S4-1 1 1 1 1 1 1 0.67



36

Group DL* SDL LL+I PS LFe WL+

WS

WS CL CF or

HF

T SH+C

R

Diff EQ

U0 1.3 1.3 1.7 1 1.7 1 1

U1 1.3 1.3 1.4 1 1.5 1.4 1 1

U2 1.3 1.3 1.4 1 1 1.4 1 1

U3 1.3 1.3 1.4 1 1.4 1.4 1.5 1 1

U3-1 1.3 1.3 1.4 1 1.4 1 1 1

U4 1.3 1.3 1.4 1 1.4 1 1

U6 1.3 1.3 1 1.3 1

Keterangan :

DL = beban mati

Sdl = beban mati tambahan

LL+I = beban hidup dan impak

PS = efek gaya prategang

WS = beban angin pada struktur

WL = beban angin pada monorel

LFn = beban rem normal

LFe = beban rem darurat

HF = beban hunting

CL = collision force

T = beban temperatur

SH = susut pada beton

CR = rangkak pada beton

Diff = perbedaan penurunan

EQ = beban gempa

*Pada kombinasi U3-1, beban gempa untuk arah x dan y dikombinasikan 1 untuk suatu arah dan 0.3

untuk arah lainnya, serta dikombinasikan nilai positif dan negatif.

II.2.4. Perencanaan Pilar Jembatan Pracetak Sistem Hybrid

Belum adanya suatu peraturan khusus mengenai perencanaan pilar jembatan pracetak

tendon prategang tanpa lekatan post-tensioned pada daerah seismik. Karya ilmiah,

studi analitis, dan percobaan eksperimental masih dilakukan untuk mengetahui

perilaku sistem ini terhadap gaya gempa. Oleh karena itu, acuan peraturan yang relevan

adalah ACI ITG-5.2-09 “ Requirement for Design of a Special Unbonded Post-

Tensioned Precast Shear Wall Satisfying ACI ITG-5.1-07 and Commentary”. Terdapat

beberapa spesifikasi yang harus dipenuhi bila mengacu pada ACI ITG-5.2-09, yaitu :



37

1. Pada arah vertikal, tidak boleh ada diskontinuitas sistem peredam gaya lateral (gaya

gempa) yang signifikan dan sistem didesain hanya memiliki satu daerah kritis

untuk menahan gaya aksial dan lentur, yaitu di bawah pilar.

2. Tendon post-tensioned tanpa lekatan diangkur dari ujung ke ujung pilar dan lokasi

duct tunggal berada di sumbu netral dari potongan melintang pilar. Bila duct

berjumlah dua atau lebih, harus diletakan secara simetris di sisi-sisi sumbu netral

dan tidak lebih dari 10% panjang dari sumbu netral ke tepi potongan melintang.

3. Disipasi energi diakomodasi oleh tulangan baja yang berada di daerah join antara

muka pilar bawah dan atas fondasi. Tulangan baja pada daerah ini disebut (tulangan

pendisipasi energi atau energy-dissipating energy)

4. Tendon tanpa lekatan didesain tidak mengalami kelelehan saat daerah join terbuka

dan struktur mencapai perpindahan desain. Sedangkan, tulangan pendisipasi energi

didesain leleh pada kondisi tersebut.

Gambar II. 17 Konfigurasi sistem hybrid pada dinding geser



38

Dalam perencanaan yang lebih mendetail, maksimum drift ( ) yang dijinkan tidak

melebihi nilai yang dihitung dengan formula berikut.

0,9≤0,8[ℎ ⁄ ] +0,5≤3,0, [ℎ ⁄ ] ≥0,5 = 2 3

Berdasarkan percobaan eksperimental, nilai [ℎ ⁄ ] ≥0,5 akan memberikan

perilaku dominan perpindahan akibat lentur. Bila [ℎ ⁄ ] <0,5, akan memberikan

perilaku dominan perpindahan akibat geser. Untuk menghitung minimum gaya

prategang mengacu pada formula berikut.

+0,9 =

Dengan merupakan kekuatan tarik dari tulangan pendisipasi energi,

merupakan berat sendiri ditambah dengan seluruh beban tambahan, dan adalah

kekuatan gaya prategang.

Gambar II. 18 Kurva perilaku dinding geser antara perpindahan dan beban lateral

Untuk memenuhi spesifikasi pada poin keempat,

tulangan pendisipasi energi

diharuskan sudah leleh sebelum nilai mencapai 0,95 . Tulangan pendisipasi

energi harus memiliki kekuatan yang dapat memikul paling sedikit 25% dari

kekuatan lentur sistem pada daerah join. Tulangan pendisipasi energi juga diharuskan

untuk diberikan panjang pengangkuran sebesar 25 bila diangkur pada metal duct

yang bergelombang.



39

BAB III

METODOLOGI PENELITIAN

III.1.

Umum

Metodologi penelitian merupakan pemaparkan dari tahapan-tahapan studi dan analisis

selama pengerjaan tugas akhir. Secara umum, metodologi penelitian pada tugas akhir

ini dapat dibedakan menjadi dua bagian utama, yaitu :

1.

Prosedur studi2. Metode analisis

Gambar III. 1 Diagram alur pembentukan metodologi penelitian

Pendahuluan

• Menguraikan latar belakang, tujuanyang ingin dicapai dan batasan-batasan pada tugas akhir

• Dibutuhkan kajian literatur untuk menjawab latar belakang dan mencapaitujuan dari tugas akhir

KajianLiteratur

• Memaparkan kajian literatur dari berbagaisumber, seperti peraturan, jurnal ilmiah,maupun buku-buku.

• Dibutuhkan metodologi penelitian untuk mengaplikasikan kajian literatur ke dalamtugas besar

MetodologiPenelitian

• Penerapan kajian literatur dilakukan dengan penyusunansuatu prosedur untuk mencapaitujuan berdasarkan metode

analisis yang sudah ditentukan



40

III.2.

Prosedur Studi

Gambar III. 2 Diagram alir pendesainan sistem hybrid dan konvensional



41

Berikut adalah penjelasan mengenai tahapan-tahapan yang terdapat pada diagram alir

diatas:

1. Penentuan Parameter Jembatan

Dalam mendesain suatu jembatan, penentuan berbagai parameter merupakan hal

yang penting, seperti fungsi, material, dimensi dan jumlah bentang jembatan, tipe

struktur jembatan, lokasi, dan lain-lain. Hal ini bertujuan untuk menentukan

berbagai besaran desain pada tahap preliminary design. Berbagai parameter

jembatan sudah disebutkan pada bab I

2. Pembebanan Jembatan

Pembebanan jembatan yang digunakan pada tugas akhir ini mengacu pada ACI

343.1R-12 untuk beban-beban pada jembatan guideway monorel dan SNI 2833-

2013 untuk beban seismik, yaitu gempa. Beban-beban non-seismik pada tugas

akhir ini adalah beban tetap, monorel dan kejut, rem, efek temperatur, rangkak dan

susut, hunting , prategang dari guideway beam tendon, dan angin

3. Preliminary Design Struktur

Tahap preliminary design merupakan tahap perencanaan awal pada proses desain

suatu struktur. Tujuannya adalah memperkirakan model struktur yang paling sesuaidengan kondisi di lapangan. Hasilnya adalah dimensi dan desain dari elemen-

elemen pemikul beban, seperti pilar jembatan, guideway beam, pier head ,

kebutuhan jacking stress untuk guideway beam tendon, dan lain-lain. Pendesainan

pada tahap ini berdasarkan AASHTO LRFD 2012 Bridge Design Specification 6 th

Edition dan AASHTO LRFD 2011 Seismic Bridge Design Specification 2th Edition

4. Pemodelan Struktur

Pemodelan struktur pada tugas akhir ini menggunakan MIDAS CIVIL 2011.

MIDAS CIVIL 2011 dipilih karena dapat memodelkan tendon prategang dan

memasukan parameter-parameter untuk kebutuhan non-linier, seperti kurva

backbone monotonik, diagram interaksi, hingga model histeretik. Pada sistem yang

akan ditinjau memiliki karakteristik tersendiri untuk perilaku non-liniernya



42

sehingga diperlukan user input pada sendi plastisnya. Diperlukan dua buah model

struktur dengan sistem yang berbeda, yaitu sistem konvensional dengan tulangan

biasa dan sistem hybrid dengan tambahan tendon prategang unbonded . Kedua

model memiliki kesamaan pemodelan struktur, tetapi memiliki perbedaan dalam

detailing dan parameter-parameter sendi plastis

5. Pengecekan Persyaratan Struktur

Pengecekan persyaratan struktur pada jembatan tidak sebanyak dibandingkan pada

bangunan. Pada jembatan, persyaratan-persyaratan desain mengarah pada

pembebanan, metode desain, dan detailing dibandingkan persyaratan hasil desain

struktur, seperti periode dan drift struktur. Pengecekan persyaratan struktur

mengacu pada AASHTO LRFD 2012 Bridge Design Specification 6 th Edition dan

AASHTO LRFD 2011 Seismic Bridge Design Specification 2th Edition.

Pengecekan struktur dalam tugas akhir ini adalah pengecekan deformasi (chamber )

dari guideway beam, kelangsingan pilar, dan besarnya stress pada guideway beam

tendon.

6. Detailing Pilar

Detailing pilar merupakan tahap pendesainan tulangan longitudinal, sengkang(confinement ), panjang penyaluran, dan lain-lain, pada daerah dan diluar daerah

sendi plastis. Pada sistem hybrid, tahap detailing mencangkup desain jumlah

tendon dan besarnya stress pada tendon unbonded . AASHTO LRFD 2012 Bridge

Design Specification 6 th Edition, CALTRANS Seismic Design Criteria SDC 1.7,

SNI 2847-2013 dan SNI 2833-2013 digunakan sebagai acuan dalam melakukan

detailing pilar. Selain itu, program SP Column digunakan untuk membantu dalam

pendesainan tulangan longitudinal yang sesuai dengan persyaratan untuk sistem

konvensional. Sedangkan, untuk detailing sistem hybrid dibuat menyerupai

kapasitas sistem konvensional.



43

7. Pengecekan Efek P-∆

Pengecekan Efek P-∆ dari struktur jembatan guideway monorel dapat dilakukan

setelah tahap detailing pilar sudah dilakukan. Persyaratan efek P-∆ diatur pada

AASHTO LRFD 2012 yang membutuhkan hasil dari detailing pilar. Efek P-∆

harus dipenuhi agar tidak terjadi penurunan kekuatan saat plastifikasi terjadi

8. Pemodelan Sendi Plastis dan Perhitungan Properti Sendi Plastsis.

Sebelum melakukan pemodelan sendi plastis dan perhitungan properti sendi plastis

pada MIDAS CIVIL 2011, diperlukan membuat diagram interaksi dan properti

sendi plastis, khususnya untuk sistem hybrid . EXTRACT adalah program yang

digunakan untuk membantu dalam membuat kurva momen-kurvatur sistem hybrid

maupun konvensional dan diagram interaksi untuk sistem hybrid . Selanjutnya,

hasil dari EXTRACT diolah menjadi kurva monotonik backbone dan model

histeretik sesuai ketentuan ASCE 41-13 sebagai input pada MIDAS CIVIL 2011

untuk mendefinisikan parameter non-linier pada pushover analysis dan non-linier

time history analysis.

9. Analisis Perbandingan Sistem Konvensional dan Hybrid

Setelah melakukan analisis pushover dan non-linier time history, maka dapatdilakukan analisis perbandingan untuk kedua sistem. Beberapa parameter yang

ditinjau pada studi ini adalah residual drift , level kinerja struktur, daktilitas,

overstrength, kapasitas drift , dan lain-lain.

III.3. Metode Analisis

Secara umum, terdapat dua metode analisis dalam mengevaluasi kinerja struktur secara

non-linier, yaitu:

a.

Analisis statik non-linier ( pushover analysis)

b. Analisis riwayat waktu non-linier (NLTHA)



44

Metode analisis statik non-linier yang digunakan pada tugas akhir ini adalah analisis

pushover dengan jenis modal pushover . Analisis pushover untuk melakukan evaluasi

terhadap preliminary design dan sistem struktur untuk daktilitas, overstrength, dan

kapasitas drift . Sedangkan, metode analisis riwayat waktu non-linier (NLTHA) untuk

melakukan evaluasi terhadap perilaku sistem struktur sistem hybrid . Perilaku sistem

hybrid yang ditinjau adalah sifat self-centering akibat mekanisme goyang (rocking

mechanism) dari model histeretik flag shape. Selanjutnya, perilaku sistem hybrid

dibandingkan dengan sistem konvensional.



45

BAB IV

PEMODELAN STRUKTUR

IV.1.

Deskripsi Umum

Pada tugas akhir ini dimodelkan dua buah jembatan yang tipikal satu sama lain

dalam berbagai hal, hanya memiliki perbedaan pada detailing pilar. Perbedaan pada

detailing pilar disebabkan oleh perbedaan sistem pendisipasi energi beban seismik.

Pada model jembatan pertama, sistem pendisipasi energinya adalah beton bertulang biasa (sistem konvensional). Sedangkan, model jembatan kedua menggunakan beton

bertulang yang diberikan tendon prategang unbonded (sistem hybrid ).

Jembatan yang akan dikaji pada tugas akhir ini diperuntukan sebagai jembatan

guideway monorel berlokasi di Bandara Soekarno-Hatta, Tangerang. Tipe struktur

jembatan adalah integrated and continuous span (sistem portal) dengan jalur lurus.

Panjang jembatan adalah 100 meter yang dibagi menjadi lima bentang sehingga

panjang jembatan per bentang adalah 20 meter. Kelas situs tanah diasumsikan adalah

tanah lunak (SE). Model jembatan akan dimodelkan pada program MIDAS CIVIL

2011.

IV.2. Pemodelan Struktur

Pemodelan struktur jembatan guideway monorel untuk kedua sistem adalah sama.

Perbedaan hanya terletak pada detailing pilar sehingga pada MIDAS CIVIL 2011 akan

terdapat perbedaan pada input diagram interaksi dan kurva monotonik backbone.

Acuan yang digunakan untuk berbagai aturan dan batasan desain jembatan adalahAASHTO LRFD 2012 Bridge Design Specification 6 th Edition dan AASHTO LRFD

2011 Seismic Bridge Design Specification 2th Edition. Berikut adalah pemodelan

struktur pada MIDAS CIVIL 2011:



46

Gambar IV. 1 Tampak depan (atas), tampak samping (tengah), dan 3D (bawah) dari jembatan guideway

monorel



47

Material struktur jembatan guideway monorel adalah beton. Mutu beton yang

digunakan berbeda-beda pada masing-masing komponen. Secara ringkas dapat dilihat

pada tabel berikut:

KomponenMutu Beton

(Mpa)

Pilar 37

Pier Head 37

Guideway Beam 50

Material tulangan baja pada pemodelan struktur menggunakan kekuatan baja ASTM

A-615 Grade 60 yang setara dengan kuat tarik leleh sebesar 410 MPa. Tipe strand

menggunakan ASTM A-416 Grade 270 low relaxation strand yang memiliki tegangan

ultimate 1860 MPa.

IV.2.1. Elemen Struktur Jembatan

Pemodelan jembatan guideway monorel menggunakan MIDAS CIVIL 2011. Jenis

elemen jembatan yang dimodelkan adalah pilar, kepala pilar, guideway beam, dan

tendon prategang.

Material

Untuk melakukan pemodelan struktur, diperlukan mendefinisikan material terlebih

dahulu. Berikut adalah data material elemen struktur jembatan yang digunakan:

Tabel IV. 1 Material elemen struktur

Element fc' (N/mm2) Ec (N/mm2)

Guideway beam 50 33230

Kepala Pilar 37 28580

Pilar 37 28580

Keterangan: =4700 ′ Selain itu, terdapat data tambahan untuk material beton dan tulangan baja untuk

input pada MIDAS CIVIL 2011:



48

Tabel IV. 2 Data tambahan untuk material beton, tulangan baja, dan tendon

Material Beton Tulangan Baja Tendon

Es - 200000 MPa 196500 MPa

fy - 400 MPa 1675.427 MPa

Berat 2400 kg/m3 Tidak

diperhitungkan7850 kg/m3

Poisson ratio 0.2 0.3 0.3

Koefisien termal 12E-06/1C0 12E-06/1C0 12E-06/1C0

Guideway beam

Guideway beam merupakan komponen pemikul momen dan penyalur beban ke

struktur bawah ( substructure) akibat beban-beban sementara. Guideway beam juga

sebagai lintasan monorel. Pada jembatan ini, pendisipasi energi gempa hanya pilar

jembatan saja. Oleh karena itu, guideway beam tidak diberikan sendi plastis. Pada

subbab I.4 sudah dijabarkan bentuk dan dimensi guideway beam mengikuti gambar

kerja yang sudah ada, yaitu bentuk persegi panjang dengan dimensi 800 x 1800

mm.

Kepala pilar

Kepala pilar ( pier head ) merupakan bagian struktur bawah jembatan yang

berfungsi menyalurkan beban dari balok atau pelat diatasnya ke pilar jembatan.

Bila dilihat pada tampak depan (transversal), kepala pilar memiliki bentuk non-

prismatik. Kepala pilar pada bagian tengah memiliki tinggi 1800 mm, kemudian

berubah menjadi 1200 mm, dan pada bagian tepi memiliki tinggi 1000 mm. Pada

tampak memanjang (longitudinal), kepala pilar memiliki tebal 1600 mm.

Gambar IV. 2 Tampak depan kepala pilar



49

Pilar

Pilar merupakan komponen pemikul aksial dan momen serta penyalur beban dari

guideway beam ke fondasi. Pilar merupakan bagian vital pada jembatan ini karena

merupakan satu-satunya komponen pendisipasi energi gempa. Pemodelan pilar

untuk sistem hybrid dan konvensional tidak memiliki perbedaan. Kedua sistem ini

akan memiliki perbedaan pada pemodelan sendi plastid an detailing . Pilar memiliki

bentuk lingkaran dengan diameter 1100 mm dan tinggi 10 m. Pemodelan pilar

setinggi 10 m pada MIDAS CIVIL 2011 dengan partisi setiap 2,5 m disebabkan

pilar jembatan adalah pracetak. Oleh karena pilar merupakan komponen

pendisipasi energi, momen inersia pilar wajib diberikan reduksi dalam

pendesainan. Pada saat pilar mengalami keretakan akibat mendisipasi energi

gempa, momen inersia pilar menjadi momen inersia efektif. Momen inersia efektif

pilar adalah 70% dari momen inersia awal pilar.

Tendon prategang

Tendon prategang dipasang pada guideway beam dan khusus untuk sistem hybrid,

tendon juga dipasang pada pilar. Pendefinisian properti tendon diperlukan sehingga

pemodelan dapat dilakukan dengan baik. Berikut adalah properti dari tendonASTM A-416 Grade 270 low relaxation strand yang digunakan dalam desain:

Tabel IV. 3 Properti tendon pada jembatan guideway monorel

Standard (ASTM A416-74) Guideway Beam Unbonded

Diameter (nominal) 12.7 mm 12.7 mm

Nominal area 98.7 mm² 98.7 mm²

Load at 1% extension 165.3 kN 165.3 kN

Min. breaking load, Pu 183.7 kN 183.7 kN

Ultimate strength (fu) 1860 MPa 1860 MPa

Yield strength (0,9 fu) 1675,426 MPa 1675,426 MPa

Frictional coefficient 0.2/rad 0.07/rad

Wobble coefficient 0.0026 /m 0.0033 /m

Wedge draw-in 6 mm 6 mm

Relaxation Low 2.5% - 3.5 Low 2.5% - 3.5



50

Untuk nilai koefisien relaksasi pada MIDAS CIVIL 2011, digunakan metode

pendekatan magura dengan nilai 45 (low relaxation strand ).

Pemasangan tendon pada guideway beam bertujuan untuk mengakomodir

persyaratan defleksi kondisi service. Tendon-tendon pada guideway beam

mengunakan sistem bonded prestressed . Terdapat dua jenis peletakan tendon yang

dipasang pada guideway beam.

Pertama diletakkan pada setiap guideway beam berjumlah dua buah pada masing-

masing sisi kiri dan kanan. Bentuk layout tendonnya adalah parabolik. Tujuannya

agar pada saat konstruksi di lapangan, tendon tidak mengalami defleksi berlebihan

akibat beban sendiri dan beban konstruksi.

Gambar IV. 3 Contoh layout tendon pada satu gui deway beam

Pemodelan partisi pada guideway beam diatas dikarenakan guideway beam

merupakan beton pracetak. Pada masing-masing tendon diisi sembilan buah strand

dengan diameter duct adalah 63 mm.

Kedua diletakkan pada sepanjang guideway beam berjumlah dua buah pada

masing-masing sisi kiri dan kanan. Bentuk layout tendonnya adalah parabolik pada

setiap bentang. Peletakkan tendon ini bertujuan untuk mengakomodasi defleksi

yang berlebihan dan memberikan gaya angkat (uplift force) terhadap beban-beban

yang bekerja disepanjang guideway beam.

Gambar IV. 4 Contoh layout tendon sepanjang gui deway beam

Pada masing-masing tendon diisi Sembilan buah strand dengan diameter duct

adalah 63 mm. Referensi besarnya duct yang diperlukan berdasarkan brosur PT.

VSL International.



51

Untuk sistem hybrid , tendon tanpa lekatan yang terdapat di pilar tidak dimodelkan

pada MIDAS CIVIL 2011 karena keterbatasan program MIDAS CIVIL. Bila

tendon tanpa lekatan dimodelkan pada pilar, maka pengaruhnya hanya sebatas pada

gaya dalam yang diterima oleh pilar meningkat tanpa menghasilkan perilaku atau

kinerja dari sistem hybrid . Oleh karena itu, pemodelan tendon tanpa lekatan pada

pilar dilakukan menggunakan program XTRACT untuk mendapatkan perilaku dari

pilar sistem hybrid dan MIDAS CIVIL 2011 hanya digunakan untuk mengetahui

gaya prategang efektif akibat kehilangan gaya pratekan. Gaya prategang efektif

tersebut digunakan sebagai input gaya tendon prategang pada pemodelan di

XTRACT. Hasil perilaku yang sudah diolah, selanjutnya di-input secara manual ke

dalam MIDAS CIVIL 2011 sehingga analisis dari perilaku dan kinerja sistem

hybrid dapat dilakukan oleh MIDAS CIVIL. Pemodelan ini akan lebih lanjut

dibahas pada subbab IV.2.3.

IV.2.2. Pembebanan dan Kombinasinya dalam Model Struktur

Pembebanan pada jembatan guideway monorel mengacu pada ACI 343.1R-12. Berikut

merupakan penjabaran dari beban-beban yang diaplikasikan pada model struktur:

Beban Tetap (Sustained Loads)

Beban mati

Besarnya gaya dalam akibat beban mati merupakan fungsi dari berat jenis dari

material yang digunakan.



52

Berdasarkan AASHTO 2012, berat jenis berbagai jenis material adalah sebagai

berikut:

Tabel IV. 4 Berat jenis berbagai material (AASHTO LRFD 2012)

Berat jenis material beton untuk ′ = 37 adalah =2284 dan

′

= 50 adalah

=2313

. Secara konservatif dapat diambil

sebesar =2400

Beban akibat tendon prategang (PS)

Besarnya gaya dalam yang diakibatkan dari tendon prategang merupakan fungsi

dari jumlah strand dan besarnya tegangan yang diberikan. Pada SNI 2847-2013,

besarnya gaya jacking yang diberikan tidak boleh melebihi 80% tegangan ultimate

tendon. Sehingga, gaya jacking yang diberikan adalah 75% dari tegangan ultimate,

yaitu 1396.189 MPa.



53

Beban Sementara (Transient Loads)

Beban hidup dan turunannya

Beban vertikal dari monorel (LL)

Beban monorel memiliki spesifikasi sesuai dengan monorel yang direncanakan.

Berikut adalah spesifikasi monorel yang direncanakan:

Gambar IV. 5 Spesifikasi monorel

Data dimensi tambahan monorel, sebagai berikut:

Panjang : 12053 mm

Tinggi : 2700 mm

Lebar : 3837 mm diukur dari permukaan lintasan

sampai bagian atas monorel

12.053 917 12.053

5.700 1.5001.500

12.053 917 12.053

5.700 1.5001.500

900



54

Jarak antara 2 kereta : 917 mm

Jarak antara 2 bogie : 7200 mm

Jarak as bogie : 1500 mm

Kecepatan maksimum : 60 km/jam (lintasan lurus)

Percepatan : 3,6 km/jam/det

Perlambatan : 3,6 km/jam/det

Beban monorel dimodelkan sebagai moving load pada MIDAS CIVIL 2011.

Faktor kejut (IM)

Tipe struktur jembatan guideway monorel adalah integrated and continuous

span dan jointed rail. Oleh karena itu, faktor kejut monorel dapat dihitung

dengan rumus berikut:



55

= ⁄

= 16,667 ⁄

100 = 0,167

= 2 = 2 ∗ 1 0 0 33234018716∗0,38883523,68 =0,301 = 2 = 0,1672∗0,301 = 0,177 < 0,3 . 5 Keterangan:

l = panjang bentang, dari as ke as perletakkan, (m)

M = masa per unit panjang dari guideway, termasuk seluruh beban mati

yang dipikul dan berat sendiri guideway, (kg/m)

Ec = modulus elastisitas dari guideway, (Pa)

Ig = momen inersia dari guideway, (m4)

VCF = frekuensi monorel (Vehicle Crossing Frequency), Hz

Tabel IV. 5 Beban Dinamik Minimum (ACI 343.1R-12)

Oleh karena nilai perhitungan faktor kejut (IM) kurang dari faktor kejut

minimum, maka digunakan faktor kejut (IM) minimum, yaitu 0,3. Faktor kejut

dikalikan dengan masing-masing axle load pada pemodelan moving load beban

monorel.



56

Beban Rem (Lfe dan LFn)

Beban rem bekerja pada pusat masa monorel, sehingga pemodelan akan lebih

mudah dengan mengubah beban aksial rem pada pusat masa monorel menjadi

beban aksial dan momen rem pada guideway beam. Beban rem direncanakan

dengan mengambil kondisi ekstrim selama pengereman. Kondisi tersebut

adalah emergency braking .

Tabel IV. 6 Beban Rem (LF) (ACI 343.1R-12)

= = 8

= 0.3 ∗ = 0.3 ∗ 8 = 2.4

= = 1.822

= ∗ = 2.4 ∗ 1.822 = 4.373

Gambar IV. 6 Tampak atak pemodelan beban rem untuk guideway beam kanan (Lfe Right)

Beban Hunting atau Nosing (HF)

Tipe bogie Monorel diasumsikan nonsteerable karena tidak ada keterangan.

Tabel IV. 7 Beban Hunting (HF) (ACI 343.1R-12)

= = 8

= 0.08 ∗ = 0.08 ∗ 8 = 0.64



57

Gambar IV. 7 Tampak atas pemodelan beban hunting untuk guideway beam kanan (HF Right)

Beban angin (WL)

Perencanaan beban angin untuk daerah Jakarta dan sekitarnya diambil sebesar 90

km/jam kecuali diberikan secara khusus. Berdasarkan ACI 343.1R-12, beban angin

yang diberikan pada pemodelan adalah, sebagai berikut:

a. Pada struktur guideway, beban angin adalah 0,4 kN/m2 diberikan pada sumbu

netral dari struktur guideway.

= ℎ = 1.8

= 0 . 4 ∗ ℎ = 0 . 4 ∗ 1 . 8 = 0 . 7 2 b. Pada monorel, beban angin adalah 0,4 kN/m2 diberikan pada sumbu netral dari

monorel atau 1,822 m diatas struktur guideway.

= = 1.822

= = 2.7

= 0 . 4 ∗ = 0 . 4 ∗ 2 . 7 = 1 . 0 8 =1.08∗=1.08∗1.822=1.968

Gambar IV. 8 Tampak atas pemodelan beban angin pada monorel (atas) dan struktur jembatan (bawah)



58

Gambar IV. 9 Tampak depan pemodelan beban angin pada struktur jembatan (kiri) dan monorel (kanan)

Efek Temperatur, Rangkak Beton (CR), Susut Beton (SH)

Ketiga beban ini diaplikasikan pada model jembatan dengan memasukan berbagai

properti material dan lingkungan, seperti koefisien termal material dan rentang

suhu lingkungan di lokasi jembatan dibangun. MIDAS CIVIL 2011 akan

menghitung rangkak dan susut beton berdasarkan properti yang user definisikan.



59

Gambar IV. 10 Interface untuk mendefinisikan properti material dan lingkungan MIDAS CIVIL 2011

Beban Seismik

Pada tugas akhir ini, digunakan dua jenis analisis gempa pada model jembatan

guideway monorel. Jenis pertama adalah analisis respons spektra dan yang kedua

adalah analisis riwayat waktu (THA). Analisis riwayat waktu membutuhkan data

percepatan batuan dasar ( ground motion) yang sudah diskalakan dengan respons

spektra desain, sebagai beban seismik gempa.

Pada analisis respons spektra, beban seismik dari respons spektra dibuat

berdasarkan peta gempa propabilitas terlampaui 7% dalam 75 tahun di SNI 2833-

2013.



60

Sehingga, didapatkan data-data berikut:

a. Lokasi = Jakarta

b. Kelas situs = SE

c. Sds = 0.837 g

d. Sd1 = 0.7975 g

e. PGAm = 0.364 g

f. = = .. = 0.953

g. = 0 . 2 ∗ = 0.2 ∗ 0.953 = 0.191

Berikut adalah kurva respons spektra yang digunakan dalam desain jembatan:

Gambar IV. 11 Respons spektra jakarta tanah lunak situs SE

Beban seismik dari respons spektra perlu diskalakan sesuai dengan klasifikasi

operasi jembatan dan jenis substructure pendisipasi energi gempa.

0.0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

0.0 2.0 4.0 6.0 8.0 10.0 12.0 14.0 P e r c e p a t a

n R e s p o n S p e c t r a , S a ( g )

Periode, T (detik)

Respons Spektra Jakarta Tanah Lunak



61

AASHTO LRFD 2012 memberikan nilai R sebagai berikut:

Tabel IV. 8 Nilai R (AASHTO LRFD 2012)

Klasifikasi operasi jembatan guideway monorel adalah other karena jembatan ini

tidak diharuskan dapat beroperasi pada keadaan emergency sekalipun setelah

gempa rencana terjadi. Faktor skala dapat dihitung dengan rumus berikut:

=

Dimana :

g = percepatan gravitasi (m/s2)

R = faktor modifikasi respons (dapat dilihat pada Tabel IV.2)

= 5 (untuk arah longitudinal atau arah X)

= 3 (untuk arah transversal atau arah Y)

Maka,

ℎ = 5 = 0.2

ℎ = 3 = 0.333

Meskipun dalam pendesainan jembatan ini menggunakan respons spektra, wajib

dilakukan pengecekan beban seismik dari respons spektra sebagai kalibrasi faktor

skala gempa. Parameter struktur yang dicek adalah gaya geser dasar (base shear )

akibat respons spektra dan statik ekivalen. Pengecekan ini bertujuan agar besarnya

beban seismik dari respons spektra tidak lebih kecil dari analisis statik ekivalen.



62

Perhitungan gaya statik ekivalen dapat menggunakan formula yang terdapat pada

SNI 2833-2013, sebagai berikut:

= ×

Secara matematis pengecekan dapat menggunakan persamaan sebagai berikut:

≥

Persamaan diatas cukup berbeda untuk melakukan pengecekan struktur gedung.

Umumnya jembatan didesain menggunakan metode statik ekivalen karena metode

statik pada jembatan memberikan gaya desain yang cukup besar. Didapatkan hasil

perhitungan, gaya geser dasar akibat beban seismik dari respons spektra sudahsama dengan gaya geser dasar akibat beban statik ekivalen. Oleh karena itu, faktor

skala untuk arah X dan Y sudah memadai.

Pada analisis riwayat waktu (THA), Riwayat percepatan batuan dasar yang

digunakan adalah El Centro 140o untuk arah X dan El Centro 230o untuk arah Y

selama 36,82 detik yang sudah diskalakan dengan respon spektra Jakarta sesuai

dengan SNI 1726-2012.

Beban-beban diatas diaplikasikan kepada model struktur dengan dua jenis kombinasi.

Hasil analisis dari kombinasi pembebanan dapat digunakan sebagai acuan untuk

desain. Jenis kombinasi pertama adalah service dan jenis kedua adalah ultimate.

Kombinasi service digunakan untuk melakukan pengecekan dan evaluasi desain

berdasarkan kenyamanan ( serviceability) dari jembatan, seperti defleksi (chamber )

jembatan dan tegangan pada beton. Sedangkan, kombinasi ultimate digunakan untuk

mendesain detailing dari jembatan. Kombinasi pembebanan service dan ultimate sudah

dibahas pada subbab II.2.3 berdasarkan ACI 343.1R-12.



63

IV.2.3. Pemodelan Sendi Plastis

Pada analisis non-linier, elemen pendisipasi energi gempa memiliki karakteristik

perilaku tersendiri, yaitu plastifikasi. Sedangkan, elemen yang tidak mendisipasi energi

gempa didesain tetap linier sepanjang beban rencana. Kurva backbone

merepresentasikan perilaku dan properti penampang pendisipasi energi selama tahap

plastifikasi berlangsung. Contohnya perilaku dan properti plastis adalah kekakuan

plastis, kapasitas dan deformasi ultimate, daktilitas, bentuk kurva monotonik , dan lain-

lain. Kurva backbone tersebut merupakan fungsi dari detailing , DOF elemen, dan

bentuk histeretik elemen. Oleh karena itu, sistem hybrid dan konvensional akan

memiliki perbedaan pada pemodelan sendi plastis dan kurva backbone.

Sendi plastis pada jembatan guideway monorel akan diberikan pada ujung-ujung

pilar jembatan. Pemodelan sendi plastis hanya dapat dilakukan apabila detailing pilar

sudah selesai.

Gambar IV. 12 Pemberian sendi plastis pada MIDAS CIVIL 2011

Sendi plastis penampang sistem hybrid dan konvensional dimodelkan menggunakan

program XTRACT. Hasil dari XTRACT adalah kurva momen-kurvatur dan diagram

interaksi penampang.



64

Contoh pemodelan pada XTRACT sebagai berikut:

Gambar IV. 13 Pemodelan penampang sistem hybri d (kiri) dan sistem konvensional (kanan) pada XTRACT

Setelah didapatkan kurva momen-kurvatur dan diagram interaksi dari penampang

kedua sistem, maka kurva momen-kurvatur diolah untuk mendapatkan kurva backbone

kedua sistem. Dalam mendefinisikan sendi plastis pilar pada MIDAS CIVIL, derajat

kebebasan pilar harus dipilih P-Mx-My dan tipe kurva skeleton adalah FEMA.

Pengolahan kurva backbone akan dijabarkan lebih lanjut pada bab V. Sedangkan,

diagram interaksi diolah agar dapat di-input sesuai dengan interface MIDAS CIVIL

2011 sebagai properti sendi plastis untuk analisis pushover maupun non-linier timehistory (NLTHA).



65

BAB V

HASIL PERHITUNGAN

V.1.

Model Struktur Jembatan

Sebelum melakukan analisis non-linier dan perilaku plastis terhadap sistem hybrid dan

konvensional, pemodelan dan perhitungan model jembatan harus dipastikan sudah

benar. Model jembatan untuk kedua sistem ini adalah sama, hanya berbeda pada

detailing dan pemodelan plastisnya. Pada subbab ini, seluruh penjabaran perhitungan berlaku untuk kedua model sistem jembatan.

V.1.1. Periode dan Modal Participation M asses (MPM)

Periode dan MPM adalah karakteristik struktur yang merupakan fungsi dari

properti alami struktur. Properti tersebut dipengaruhi oleh seluruh aspek kecuali beban-

beban yang diberikan kepada struktur, seperti bentuk struktur, kekakuan, massa,

material, dan lain-lain.

MIDAS CIVIL 2011 dapat membantu untuk memberikan periode dan MPM dari

struktur dengan dasarnya adalah analisis getaran bebas ( free vibration). Jumlah mode

yang wajib di analisis pada jembatan adalah paling sedikit tiga kali dari jumlah bentang

dari jembatan untuk metode multimode spectral . Selain itu, perhitungan gaya dalam

dan perpindahan struktur harus menggunakan metode complete quadratic combination

(CQC) pada setiap individual mode (AASHTO LRFD 2012).



66

Berikut adalah hasil periode dan MPM dari MIDAS CIVIL 2011:

Tabel V. 1 Periode dan MPM dari MIDAS CIVIL 2011

Mode

EIGENVALUE ANALYSIS MODAL PARTICIPATION MASSES

Period (sec)TRAN-X TRAN-Y ROTN-Z

MASS(%) SUM(%) MASS(%) SUM(%) MASS(%) SUM(%)

1 1.544 0 0 87.57 87.57 0 0

2 1.143 0 0 0 87.57 85.37 85.37

3 0.686 0 0 0.39 87.96 0 85.37

4 0.564 96.12 96.12 0 87.96 0 85.37

5 0.487 0 96.12 0 87.96 1.53 86.91

6 0.370 0 96.12 0.07 88.03 0 86.91

7 0.322 0 96.12 0 88.03 0.23 87.148 0.162 0 96.12 0 88.03 0 87.14

9 0.159 0 96.12 0 88.03 0 87.14

10 0.156 0 96.12 0.13 88.17 0 87.14

11 0.155 0 96.12 0 88.17 0 87.14

12 0.152 0 96.12 7.65 95.81 0 87.14

13 0.151 0 96.12 0 95.81 0 87.14

14 0.148 0 96.12 0 95.81 0 87.14

15 0.144 0 96.12 0 95.81 7.44 94.57

Maka dapat disimpulkan, periode getar alami struktur untuk arah X terdapat pada mode

keempat dengan nilai 0,564 detik dan arah Y terdapat pada mode kesatu dengan nilai

1,544 detik. Oleh karena pada mode kedua MPM jembatan didominasi oleh rotasi Z,

maka pada jembatan terjadi gaya dalam torsi yang cukup besar saat terkena gaya

gempa. Detailing pada pilar jembatan wajib didesain untuk mampu mengakomodasi

gaya torsi yang akan terjadi.

V.1.2. Serviceability Jembatan

Serviceability jembatan merupakan tolak ukur kenyamanan suatu jembatan.

Pengecekan serviceability jembatan meliputi pengecekan defleksi (chamber ) dan

tegangan beton pada guideway beam terhadap kombinasi beban service. Defleksi yang

terlalu besar akan menyebabkan lintasan monorel bergelombang, sedangkan tegangan

beton yang terlampau besar akan menyebabkan beton menjadi retak-retak.



67

Defleksi dan tegangan beton pada guideway beam dipengaruhi oleh beban-beban

desain, khususnya gaya jacking dan banyaknya strand pada suatu tendon. Oleh karena

pada tugas akhir ini tidak berfokus pada pendesainan guideway beam jembatan

monorel, banyaknya strand pada tendon diiterasi oleh MIDAS CIVIL 2011 sehingga

menghasilkan defleksi dan tegangan beton yang maksimum. Besarnya gaya jacking

dan properti tendon sudah didefinisikan pada bab IV.

Defleksi jembatan

Untuk jembatan baja, alumunium, atau beton yang dilalui kendaraan, terdapat batas

defleksi yang harus dipenuhi (AASHTO LRFD 2012). Secara matematis, untuk

jembatan umum ( general bridge) dengan beban kendaraan dapat dituliskan sebagai

berikut:

∆= ℎ800

Panjang per bentang jembatan guideway monorel adalah 20 m. Sehingga, batas

defleksinya sebesar 25 mm. Berikut merupakan grafik defleksi untuk masing-

masing guideway beam:

-30

-20

-10

0

10

20

30

73 78 83 88 93 98 103 108

D e f l e k s i A r a h Z ( m m )

Nomor Node

Defleksi Guideway Beam Right

Service 1 Service 2 Service 3 Service 4

Service 5 Defleksi Ijin Defleksi Ijin



68

Gambar V. 1 Grafik defleksi pada guideway beam right (atas) dan left (bawah)

Tegangan beton

Tegangan pada beton menjadi parameter yang penting untuk balok prategang. Hal

ini disebabkan apabila gaya tekan stressing tendon terlampau besar, beton dapat

mengalami spalling atau bursting . Syarat batas untuk tegangan tarik dan tekan

beton diatur pada AASHTO LRFD 2012.

Tabel V. 2 Batas tegangan tekan beton prategang setelah loss pada kondisi service (AASHTO LRFD 2012)

-30

-20

-10

0

10

20

30

108 113 118 123 128 133 138

D e f l e k s i A r a h Z ( m m )

Nomor Node

Defleksi Guideway Beam Left

Service 1 Service 2 Service 3 Service 4

Service 5 Defleksi Ijin Defleksi Ijin



69

Tabel V. 3 Batas tegangan tarik beton prategang sebelum loss pada kondisi service (AASHTO LRFD 2012)

Maka, berikut besarnya batas tegangan tekan dan tarik beton dihitung berdasarkantabel diatas:

= 22,5 = 3,53



70

Berdasarkan hasil perhitungan MIDAS CIVIL 2011, didapatkan tegangan beton pada kondisi service adalah sebagai

berikut:

*keterangan: garis merah merupakan batas limit untuk tegangan tarik



71

*keterangan: garis merah merupakan batas limit untuk tegangan tarik



72

Berdasarkan hasil dari defleksi dan tegangan beton pada guideway beam, desain

jembatan sudah memenuhi persyaratan serviceability.

V.1.3. Detailing dan Efek P-∆ Pilar Jembatan

Pada tugas akhir ini, detailing elemen struktur hanya dilakukan pada elemen

pendisipasi energi gempa, yaitu pilar. Dalam mendesain detailing pilar, digunakan

program SP Column. SP Column dapat membantu mendesain tulangan longitudinal

pilar berdasarkan gaya dalam pilar.

Hasil detailing pilar dari SP Column akan digunakan untuk pemodelan perilaku

plastis untuk sistem konvensional. Sedangkan untuk sistem hybrid , detailing didesain

sedemikian rupa agar memiliki kapasitas yang sama dengan sistem konvensional.

Detailing pilar mengacu pada AASHTO LRFD 2012, Caltrans 2013, SNI 2833-2013,

dan SNI 2847-2013. Berikut adalah rangkuman hasil perhitungan detailing pilar

jembatan untuk sistem konvensional:

Properti beton untuk kedua sistem

= 1,1

= 10

= 50

= 800

′ = 37

=28588,984

=0,003

Properti tulangan baja untuk kedua sistem

= 706 60

= 420

= 620

= 200000

=0,002

Tulangan longitudinal (lentur dan torsi) untuk sistem konvensional

=43

ℎ = 23 ℎ

=1,3

= 3,51%



73

Tulangan longitudinal (lentur dan torsi) untuk sistem hybrid

=43

ℎ = 16 ℎ

=1,3

= 2,44%

Tulangan Sengkang (Geser) untuk sistem konvensional

= =16

ℎ = 1

=50

= 150

Tulangan Sengkang (Geser) untuk sistem hybrid

= =16

ℎ = 1

=75

= 150

Tulangan Sengkang (Torsi) untuk kedua sistem

= =16

ℎ = 1 ℎ

= 150

Setelah mendesain detailing pilar jembatan, pengecekan terhadap efek P-∆ dapat

dilakukan sesuai dengan ketentuan AASHTO LRFD 2012. Efek P-∆ membuat

jembatan menjadi tidak stabil saat terjadi kelelehan. Desain kekuatan yang tidak

mencukupi dapat menyebabkan perpindahan struktur yang besar sehingga berdampak

pada kebutuhan daktilitas yang tinggi di daerah sendi plastis, deformasi sisa yang besar,



74

dan kemungkinan untuk runtuh. Selain itu, efek P-∆ menyebabkan kehilangan

kekakuan struktur saat terjadi kelelehan.

Kehilangan kekakuan dapat diamati pada kurva base shear terhadap perpindahan

yang memiliki kemiringan negatif. Pilar jembatan harus memenuhi persyaratan

dibawah ini agar tidak terjadi efek P-∆:

∆ 0,25 ∅ < 1

Berikut adalah hasil dari perhitungan efek P-∆:

Gambar V. 2 Pengecekan efek P-∆

Berdasarkan hasil yang didapatkan, pilar jembatan yang didesain tidak mengalami efek

P-∆ saat terjadi beban seismik gempa.

V.2.

Model Sendi Plastis

Pemodelan sendi plastis untuk sistem hybrid dan konvensional menggunakan program

XTRACT. Hasil dari pemodelannya diolah untuk mendapatkan properti sendi plastis

sehingga MIDAS CIVIL dapat melakukan analisis pushover dan NLTHA

1

Hybrid (Arah X) 0.575

Hybrid (Arah Y) 0.921

Konvensional (Arah X) 0.577

Konvensional (Arah Y) 0.924

0.00

0.10

0.20

0.30

0.40

0.50

0.60

0.70

0.80

0.90

1.00

R a s i o

P-



75

V.2.1. Tegangan dan Regangan Material

Untuk memodelkan sendi plastis dari kedua sistem, perlu didefinisikan tegangan

dan regangan material sebagai input pada XTRACT. Tegangan dan regangan beton

sangat dipengaruhi oleh kekangannya. Kekuatan tekan (fc’) beton dapat bertambah

besar dengan memberikan kekangan sesuai dengan yang disyaratkan.

Tegangan dan regangan beton yang tidak terkekang menggunakan model

Hognestad. Sedangkan, untuk beton terkekang menggunakan model Mander et. al.

Cover beton dimodelkan sebagai beton tidak terkekang dan beton yang berada di dalam

sengkang spiral dimodelkan sebagai beton terkekang. Berikut adalah model pengaruh

kekangan beton:

Gambar V. 3 Model Hognestad untuk tegangan dan regangan beton tidak terkekang

0

10

20

30

40

0 0.0005 0.001 0.0015 0.002 0.0025 0.003 0.0035 0.004 0.0045

F C ' ( M P A )

REGANGAN

BETON TIDAK TERKEKANG (MODEL

HOGNESTAD)

Elastik Elastik-Peak Peak-Failure



76

Gambar V. 4 Model Mander et.al untuk tegangan dan regangan beton terkekang

Tegangan dan regangan tulangan baja serta tendon prategang menggunakan model

yang sudah ada pada XTRACT. Untuk tegangan dan regangan tulangan baja, acuan

yang digunakan adalah ASTM 706 Grade 60 dengan model bilinier with strain

hardening . Sedangkan untuk tendon prategang, acuan yang digunakan adalah ASTM

0

10

20

30

40

50

60

0 0.005 0.01 0.015 0.02 0.025 0.03

F C ' ( M P A )

REGANGAN

TEGANGAN DAN REGANGAN BETON

TERKEKANG (MODEL MANDER ET.AL) SISTEM HYBRID

Model Mander

0

10

20

30

40

50

60

0 0.005 0.01 0.015 0.02 0.025 0.03

F C ' ( M P A )

REGANGAN

TEGANGAN DAN REGANGAN BETON

TERKEKANG (MODEL MANDER ET. AL)

SISTEM KONVENSIONAL

Model Mander



77

A-416 Grade 270 low relaxation strand dengan model prestressing steel yang sudah

ada di dalam program.

V.2.2. Properti Sendi Plastis

Properti sendi plastis didapatkan setelah memodelkan dan mengolah hasil dari

XTRACT.

Sistem hybrid

Untuk sistem hybrid, terdapat syarat yang harus dipenuhi untuk menghitung

banyaknya strand yang dibutuhkan dalam ACI ITG-5.2-09. Secara matematis dapat

dituliskan sebagai berikut:

+ 0,9 =

Keterangan:

=

= =

=

=

Berdasarkan persamaan diatas, didapatkan jumlah strand yang dibutuhkan untuk

sistem hybrid adalah 118 buah dengan gaya prategang efektif setelah loss adalah

1018.142 MPa (27,08% loss dari gaya jacking ). Pemodelan sistem hybrid pada

XTRACT dapat dilihat pada bab IV. Berikut momen-kurvatur dan diagram

interaksi dari sistem hybrid :



78

Gambar V. 5 Kurva momen-kurvatur sistem hybrid

Gambar V. 6 Diagram interaksi sistem hybri d

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

8000

0 0.005 0.01 0.015 0.02 0.025 0.03 0.035 0.04

M O M E N ( K N - M )

KURVATUR (1/M)

MOMEN-KURVATUR SISTEM HYBRID

Hasil XTRACT Bilinearisasi

5750, 2114.25

-40000

-30000

-20000

-10000

0

10000

20000

30000

40000

50000

-8000 -6000 -4000 -2000 0 2000 4000 6000 8000

G a y a A k s i a l ( k N )

Momen (kN-m)

Diagram Interaksi Sistem Hybrid

Diagram Interaksi Gaya Aksial



79

Setelah didapatkan momen-kurvatur, nilai momen-rotasi dapat dihitung untuk

mendapatkan kurva backbone untuk sistem hybrid . Kurva backbone dibagi menjadi

dua, yaitu kurva monotonik dan model histeretik. Kurva monotonik digunakan

pada analisis pushover dan kurva histeretik digunakan pada analisis NLTH. ASCE

41-13 dan FEMA 356 digunakan sebagai acuan untuk membuat kurva backbone

monotonik. Berikut hasil perhitungan kurva backbone monotonik:

= 6847

=6175,352

=0,0396

=0,0136

Gambar V. 7 Kurva backbone sistem hybrid

Kurva backbone histeretik sistem hybrid dapat dihitung dengan mengambil model

histeretik acuan berdasarkan eksperimen yang sudah ada. Model histeretik

eksperimen dinormalisasi sehingga berlaku untuk secara umum untuk sistem

hybrid dengan properti penampang yang berbeda-beda pada kelas yang sama.

Model histeretik eksperimen diambil dari paper yang berjudul “Design, Modeling,and Experimental Testing of a Seismic Resistant Bridge Column with Post-

Tensioned Connection” (Guerra, et. al). Program MIDAS CIVIL 2011 tidak dapat

mendefinisikan model histeretik secara manual. Namun, program ini menyediakan

beberapa model histeretik yang dapat diubah propertinya secara manual. Oleh

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

0 1 2 3 4 5

M / M y

θ/θy

Kurva Backbone Sistem Hybrid

Backbone Sistem Hybrid Immediate Occupancy

Life Safety Collapse Prevention



80

karena keterbatasan program, maka dilakukan analogi model histeretik eksperimen

yang berbentuk flag shape dengan model histeretik clough. Pemilihan model

clough didasari kemiripan model tersebut dengan model flag shape dan dapat

ditentukan besarnya penurunan kekakuan pada saat terjadi pembebanan dengan

arah yang berbeda. Untuk dapat menganalogikan model flag shape, energi disipasi

dari model clough harus sama dengan model flag shape. Berikut adalah hasil

perhitungan model histeretik sistem hybrid :

Gambar V. 8 Perbandingan model histeretik model clough dan fl ag shape

=366,105

Pada pendefinisian properti sendi plastis untuk model histeretik pada MIDAS

CIVIL 2011, perlu dihitung koefisien dan . Koefisien adalah rasio kekakuan

tepat setelah leleh dibandingkan dengan kekakuan elastik, sedangkan koefisien

adalah koefisien pangkat dalam persamaan kekakuan saat unloading .

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

8000

0 0.02 0.04 0.06 0.08 0.1 0.12 0.14

M o m e n ( k N - m )

Rotasi

Model Histeretik Sistem Hybrid

Model Flag Shape Model Clough



81

Berikut nilai dan yang didapatkan dari perhitungan:

=0,0143

=0,385

Sistem Konvensional

Pemodelan plastis untuk sistem konvensional pada program XTRACT dapat dilihat

pada bab IV. Berikut adalah momen-kurvatur dan diagram interaksi dari sistem

konvensional:

Gambar V. 9 Kurva momen-kurvatur sistem konvensional

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

8000

0 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07 0.08 0.09

M o m e n ( k N - m )

Kurvatur (1/m)

MOMEN-KURVATUR SISTEM

KONVENSIONAL

Hasil XTRACT Bilinearisasi



82

Gambar V. 10 Diagram interaksi sistem konvensional

Setelah didapatkan momen-kurvatur, maka dapat dihitung kurva backbone

monotonik untuk sistem konvensional. Berikut hasil perhitungan kurva backbone

monotonik: = 7162

=5652,715

=0,076

=0,011

5730, 2114.25

-20000

-10000

0

10000

20000

30000

40000

50000

60000

-8000 -6000 -4000 -2000 0 2000 4000 6000 8000

G a y a A k s i a l ( k N )

Momen (kN-m)

Diagram Interaksi Sistem Konvensional

Diagram Interaksi Gaya Dalam P



83

Gambar V. 11 Kurva backbone sistem konvensional

Model histeretik sistem konvensional menggunakan model normal bilinier. Model

normal bilinier memiliki kekakuan unloading yang sama dengan kekakuan elastik.

Model ini merupakan model histeretik yang umumnya terjadi pada sistem

konvensional. Berikut hasil perhitungan kurva histeretik sistem konvensional:

Gambar V. 12 Kurva histeretik model normal bilinier

Berikut nilai yang didapatkan dari perhitungan:

=0,044

A

B

C

D E

IO LS CP

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.41.6

0 2 4 6 8 10 12

M / M y

θ/θy

Kurva Backbone Sistem Konvensional

Backbone (Kolom) Immediate Occupancy

Life Safety Collapse Prevention

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

8000

0 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07 0.08 0.09

M o m e n ( k N - m )

Rotasi

Kurva Histeretik Sistem Konvensional

Idealized



84

BAB VI

ANALISIS DAN PEMBAHASAN

VI.1.

Analisis Statik Non-Linier (Pushover )

Jenis analisis statik non-linier ( pushover ) yang dilakukan pada jembatan

guideway monorel adalah pushover modal. Melalui analisis pushover, didapatkan

daktilitas (μ), overstrength (Ω), kapasitas drift, performance point , yield point , dan

ultimate point struktur. Dalam melakukan desain berbasis gaya ( force based ) sesuaidengan peraturan SNI atau AASHTO LRFD, prinsip yang digunakan adalah equal

displacement. Untuk mendapatkan nilai kekuatan elastik desain gempa sebenarnya,

diperlukan analisis riwayat waktu linier atau linier time history (LTHA).

Dalam LTHA, jembatan dipaksa berperilaku tetap linier selama percepatan

batuan dasar ( ground motion) terjadi. Hasil dari LTHA adalah base shear dan

displacement struktur yang kemudian digunakan hanya sebagai perbandingan terhadap

kurva kapasitas dan base shear design. Percepatan batuan dasar yang digunakan dalam

LTHA harus yang sudah diskalakan dengan respons spektra desain. Hasil perhitungan

kalibrasi gempa dibahas pada subbab VI.2.

Pada analisis pushover , diperlukan mendefinisikan structural behavior type atau

tipe perilaku struktur berdasarkan model histeretik atau perilaku penyerapan energi

(ATC 40-96). Pendefinisian tipe perilaku struktur berfungsi untuk perhitungan reduksi

respons spektra demand oleh damping dari struktur. Sistem hybrid memiliki model

histeretik flag shape dan sistem konvensional memiliki bentuk histeretik yang fat . Oleh

karena itu, sistem hybrid menggunakan tipe perilaku struktur C dan sistem

konvensional tipe A.

Analisis pushover memiliki keterbatasan untuk mengevaluasi perilaku dan

kinerja sistem hybrid. Hal ini disebabkan analisis pushover menggunakan kurva



85

backbone monotonik saja, sedangkan perilaku sistem hybrid cukup unik pada daerah

unloading .

Berikut adalah hasil dari analisis pushover :

*keterangan: arah X adalah longitudinal atau memanjang dan arah Y adalah transversal atau tampak depan.

Demand adalah perbandingan dengan performance point.

Gambar VI. 1 Kurva kapasitas sistem hybrid (PUSH_X)

Gambar VI. 2 Kurva kapasitas sistem hybrid (PUSH_Y)

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

14000

16000

18000

0.00% 0.50% 1.00% 1.50% 2.00% 2.50% 3.00% 3.50%

B a s e

S h e a r ( k N )

Drift (%)

Kurva Kapasitas Sistem Hybrid (PUSH_X)

Performance Point Kurva Kapasitas Linier Time History

V Base Design V Yield

R

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

0.00% 1.00% 2.00% 3.00% 4.00% 5.00% 6.00%

B a s e S h e a r ( k N )

Drift (%)

Kurva Kapasitas SIstem Hybrid (PUSH_Y)



R



86

Titik performance point memotong kurva kapasitas sistem hybrid pada daerah leleh

struktur sehingga desain untuk sistem hybrid sudah optimal.

Gambar VI. 3 Kurva kapasitas sistem konvensional (PUSH_X)

Gambar VI. 4 Kurva kapasitas sistem konvensional (PUSH_Y)

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

14000

16000

18000

0.00% 1.00% 2.00% 3.00% 4.00% 5.00% 6.00% 7.00%


Drift (%)

Kurva Kapasitas Sistem Konvensional (PUSH_X)



R

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

0.00% 1.00% 2.00% 3.00% 4.00% 5.00% 6.00% 7.00% 8.00% 9.00% 10.00%


Drift (%)

Kurva Kapasitas Sistem Konvensional (PUSH_Y)



R



87

Titik performance point memotong kurva kapasitas sistem konvensional pada daerah

leleh struktur sehingga desain untuk sistem konvensional sudah optimal.

Gambar VI. 5 Perbandingan kurva kapasitas sistem hybri d dan konvensional (PUSH_X)

Gambar VI. 6 Perbandingan kurva kapasitas sistem hybri d dan konvensional (PUSH_Y)

Berdasarkan kurva perbandingan diatas, dapat dilihat kurva kapasitas dari sistem

konvensional lebih daktail dibandingkan sistem hybrid . Hal ini disebabkan oleh

sebagian besar mekanisme disipasi energi beban gempa oleh sistem hybrid

mengandalkan sifat self centering pada saat terjadi mekanisme goyang (rocking

0

2000

4000

6000

8000

10000

0.00% 1.00% 2.00% 3.00% 4.00% 5.00% 6.00% 7.00%


Drift (%)

Perbandingan Sistem Hybrid dan Konvensional

(PUSH_X)

Hybrid Konvensional V Base Design

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

0.00% 1.00% 2.00% 3.00% 4.00% 5.00% 6.00% 7.00% 8.00% 9.00% 10.00%


Drift (%)

Perbandingan Sistem Hybrid dan Konvensional

(PUSH_Y)

Hybrid Konvensional V Base Design



88

mechanism). Sedangkan pada analisis pushover , mekanisme goyang tidak dapat terjadi

karena prinsip dari analisis ini adalah memberikan gaya dorong statik hingga struktur

mencapai kegagalan. Selain itu, disipasi energi melalui mekanisme goyang tidak dapat

digambarkan pada kurva histeretik monotonik. Melalui analisis pushover , mekanisme

disipasi energi berdasarkan kelelehan dari struktur sehingga analisis pushover tidak

dapat menonjolkan keunggulan dan perilaku dari sistem hybrid sesungguhnya.

Gambar VI. 7 Perbandingan base shear yield

Sistem Label

Hybrid (PUSH_X) 6585.37

Hybrid (PUSH_Y) 2489.70

Konvensional (PUSH_X) 6586.64

Konvensional (PUSH_Y) 2419.53

0

1000

2000

3000

4000

50006000

7000

8000


ase Shear Yield



89

Gambar VI. 8 Perbandingan displacement yield

Gambar VI. 9 Perbandingan base shear u ltimate

1



Konvensional (PUSH_X) 0.08Konvensional (PUSH_Y) 0.23

0.00

0.05

0.10

0.15

0.20

0.25

0.30

D i s p l a c e m e n t ( m )

Displacement Yield

1





0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

8000

9000


ase Shear Ultimate



90

Gambar VI. 10 Perbandingan displacement yield

Gambar VI. 11 Perbandingan base shear l in ier time history

1




0.00

0.20

0.40

0.60

0.80

1.00

1.20


Displacement Ultimate

1





0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

14000

16000

18000


ase Shear LTH



91

Gambar VI. 12 Perbandingan displacement li nier time history

Gambar VI. 13 Perbandingan base shear perf ormance poin t

1




0.00

0.10

0.20

0.30

0.40

0.50

0.60


Displacement LTH

1





0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

8000


ase Shear Performance Point



92

Gambar VI. 14 Perbandingan displacement performance poin t

Gambar VI. 15 Perbandingan daktilitas demand (μD)

1




0.00

0.05

0.10

0.15

0.20

0.25

0.30

0.350.40


Displacement Performance Point

1





0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

1.2

1.4

1.6

1.8

μ

Daktilitas Demand μD)



93

Gambar VI. 16 Perbandingan overstrength demand (ΩD)

Daktilitas demand merupakan perbandingan perpindahan performance point dengan

perpindahan saat leleh. Sedangkan, overstrength demand adalah perbandingan antara

base shear performance point dengan base shear design.

Gambar VI. 17 Perbandingan drift demand

1




0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

3.5

4.04.5

Ω

Overstrength Demand ΩD)

1

Hybrid (PUSH_X) 0.81%

Hybrid (PUSH_Y) 2.99%

Konvensional (PUSH_X) 0.68%Konvensional (PUSH_Y) 2.45%

0.0%

0.5%

1.0%

1.5%

2.0%

2.5%

3.0%

3.5%

D r i f t ( % )

Drift Demand



94

Drift demand adalah perbandingan perpindahan performance point terhadap ketinggian

pilar jembatan. Berdasarkan grafik VI.17 dibandingkan pada tabel II.3, level kinerja

jembatan guideway monorel adalah sebagai berikut:

Tabel VI. 1 Level kinerja jembatan berdasarkan analisis pushover

Level Kinerja Jembatan

Sistem Arah X Arah Y

Hybrid Fully Operational Life Safety

Konvensional Fully Operational Life Safety

Gambar VI. 18 Perbandingan kapasitas drift

1

Hybrid (PUSH_X) 2.53%

Hybrid (PUSH_Y) 4.67%

Konvensional (PUSH_X) 5.36%

Konvensional (PUSH_Y) 9.11%

0.0%1.0%

2.0%

3.0%

4.0%

5.0%

6.0%

7.0%

8.0%

9.0%

10.0%

D r i f t ( % )

Kapasitas

Drift



95

Gambar VI. 19 Perbandingan daktilitas struktur (μ)

Kapasitas drift merupakan perbandingan antara perpindahan ultimate dengan

ketinggian pilar jembatan. Sedangkan, daktilitas struktur adalah perbandingan antara

perpindahan ultimate dengan perpindahan saat leleh. Berdasarkan grafik kapasitas drift

dan daktilitas struktur , sistem hybrid memiliki kapasitas drift dan daktilitas struktur

yang lebih rendah dibandingkan sistem konvensional.

Gambar VI. 20 Perbandingan overstrength struktur (Ω)

1




0.0

1.0

2.0

3.0

4.0

5.0

6.0

7.0

8.09.0

μ

Daktilitas Struktur μ)

1





0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

3.5

4.0

4.5

5.0

Ω

Overstrength Struktur Ω)



96

Overstrength struktur adalah nilai perbandingan antara base shear ultimate dengan

base shear design. Berdasatkan grafik diatas, sistem hybrid memiliki cadangan

kekuatan yang sama dengan sistem konvensional.

VI.2. Analisis Dinamik Non-Linier (Non-Linier Time H istory / NLTH )

NLTHA dilakukan untuk melihat perilaku dari sistem hybrid yang tidak bisa

dilakukan oleh analisis pushover . Sistem hybrid memiliki keunikan pada mekanisme

disipasi energinya, yaitu berdasarkan sifat self centering pada saat terjadi mekanisme

goyang. Pada sistem konvensional, disipasi energi terjadi pada saat struktur mengalami

kelelehan.Sebelum melakukan analisis riwayat waktu, terlebih dahulu diperlukan kalibrasi

terhadap percepatan batuan dasar ( ground motion) sesuai dengan respons spektra

desain (respons spektra target). Umumnya, kalibrasi percepatan batuan dasar minimal

menggunakan tiga buah gempa. Akan tetapi, pada tugas akhir ini hanya digunakan satu

buah gempa. Percepatan batuan dasar yang digunakan adalah El Centro. Sebelum

dikalibrasi, data gempa El Centro diubah menjadi respons spektra percepatan

menggunakan program NONLIN versi 8.0. Kalibrasi percepatan batuan dasar harus

sesuai dengan SNI 1726-2012 dan ASCe 7-05.

Berikut adalah hasil kalibrasi gempa El Centro dengan respons spektra target :

0

0.5

1

1.5

2

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1

S A ( G )

PERIODE (DETIK)

EL CENTRO ARAH X

Target Sebelum Kalibrasi Sesudah Kalibrasi



97

Gambar VI. 21 Kalibrasi percepatan batuan dasar El Centro arah X (atas) dan arah Y (bawah)

Besarnya perbesaran percepatan batuan dasar El Centro pada arah X adalah 2,08 dan

untuk arah Y adalah 1,25 dari percepatan batuan dasar aslinya.

Setelah mendapatkan percepatan batuan dasar yang sudah dikalibrasi, dapat dilakukan

analisis non-linier riwayat waktu.

Berikut adalah hasil yang didapatkan:

Tabel VI. 2 Level kinierja struktur saat terjadi gempa El Centro dengan NLTHA

Elemen

Hybrid Konvensional

Arah X Arah Y Arah X Arah Y

θ/θy Status θ/θy Status θ/θy Status θ/θy Status

1 2.13 IO 2.360 LS 3.236 IO 6.927 LS

4 1.954 IO 0.398 Elastik 2.837 IO 0.455 Elastik

5 2.145 IO 2.742 LS 3.283 IO 6.999 LS


9 2.144 IO 2.951 LS 3.279 IO 6.907 LS


13 2.142 IO 2.951 LS 3.286 IO 6.889 LS


17 2.153 IO 2.742 LS 3.281 IO 6.951 LS


21 2.105 IO 2.360 LS 3.276 IO 6.865 LS


0

0.5

1

1.5

2

0 0.5 1 1.5 2 2.5

S A ( G )

PERIODE (DETIK)

EL CENTRO ARAH Y

Target Sebelum Kalibrasi Sesudah Kalibrasi



98

Gambar VI. 22 Keterangan gambar nomor elemen

Level kinerja jembatan antara analisis pushover dan NLTHA tidak memiliki perbedaan

yang besar. Perbedaan terletak pada level kinerja arah longitudinal jembatan (arah X).

Hasil NLTHA lebih akurat dan merepresentasikan keadaan nyata yang akan terjadi

karena terdapat keterbatasan pada analysis pushover (NCHRP SYNTHESIS 440). Oleh

karena itu, level kinerja jembatan guideway monorel adalah immediate occupancy pada

arah X dan life safety pada arah Y untuk kedua sistem yang dibandingkan.

Berdasarkan hasil perhitungan, elemen 9 terjadi gaya dan perpindahan yang mewakili

struktur jembatan guideway monorel sehingga elemen 9 dapat dijadikan tinjauan.



99

Berikut adalah hasil dari kurva base shear terhadap drift dari elemen 9 selama gempa

El Centro berlangsung:

Gambar VI. 23 Kurva histeretik sistem hybrid arah X

-0.1797157%,

32.45615

-1500

-1000

-500

0

500

1000

1500

-0.50% -0.40% -0.30% -0.20% -0.10% 0.00% 0.10% 0.20% 0.30%

B a s e S h e a r ( k N

)

Drift (%)

Hybrid Arah X

Hybrid Arah X



100

Gambar VI. 24 Kurva histeretik sistem hybrid arah Y

Gambar VI. 25 Kurva histeretik sistem konvensional arah X

0.4383725%, -

4.559932

-800

-600

-400

-200

0

200

400

600

-0.40% -0.20% 0.00% 0.20% 0.40% 0.60% 0.80%


Drift (%)

Hybrid Arah Y

Hybrid Arah Y

0.2572655%,

20.97419

-800

-600

-400

-200

0

200

400

600

800

1000

-0.40% -0.30% -0.20% -0.10% 0.00% 0.10% 0.20% 0.30% 0.40%


Drift (%)

Konvensional Arah X

Konvensional Arah X



101

Gambar VI. 26 Kurva histeretik sistem konvensional arah Y

Berdasarkan kurva histeretik diatas, dapat terlihat mekanisme disipasi energi

gempa sistem hybrid oleh sifat self centering pada saat mekanisme goyang. Sedangkan,

untuk sistem konvensional mekanisme disipasi energi gempa mengandalkan kelelehan

struktur. Sistem hybrid memiliki kinerja struktur setelah gempa ( post-earthquake) yang

lebih baik dari sistem konvensional. Sistem hybrid membentuk suatu mekanisme

gerakan untuk kembali ke posisi initial struktur yang membuat deformasi sisa (residual

deformation) pilar kecil. Fenomena tersebut dapat terjadi karena sifat self-centering

dari sistem hybrid saat mekanisme goyang (rocking mechanism) terjadi.

Berdasarkan kurva diatas, sistem hybrid memiliki residual drift sebesar 0,18%

pada arah X dan 0,438% pada arah Y saat beban berbalik arah. Sedangkan, sistem

konvensional memiliki residual drift sebesar 0.257% pada arah X dan 0,667% saat

-0.6674429%,9.255363

-400

-300

-200

-100

0

100

200

300

400

-0.80% -0.60% -0.40% -0.20% 0.00% 0.20% 0.40% 0.60%


Drift (%)

Konvensional Arah Y

Konvensional Arah Y



102

beban berbalik arah. Efek self-centering dapat terlihat dari kurva histeretik diatas,

sehingga penggunaan analogi model clough cukup baik.

Berikut ilustrasi deformasi sisa pada sistem hybrid dan konvensional:

Gambar VI. 27 Jembatan pada kondisi initial (atas), sistem hybrid setelah gempa (tengah), dan sistem

konvensional setelah gempa (bawah)



103

BAB VII

KESIMPULAN DAN SARAN

VII.1.

Kesimpulan

Pendesainan jembatan menggunakan sistem hybrid tidak terdapat perbedaan

secara struktural dan pembebanan dengan sistem konvensional. Pendesainan struktur

dan pembebanan jembatan guideway monorel terlebih dahulu dilakukan berdasarkan

ketentuan yang terdapat pada AASHTO LRFD 2011 Seismic Bridge Design

Spesification, AASHTO LRFD 2012 Bridge Design Spesification, SNI 2833-2013, dan

ACI 343.1R-12. Jenis beban yang dipilih untuk jembatan guideway monorel Soekarno-

Hatta adalah beban mati, beban akibat prategang, beban monorel, beban kejut, beban

rem, beban hunting , beban angin, efek temperatur, susut dan rangkak beton, dan beban

gempa dengan probabilitas terlampaui 7% dalam 75 tahun.

Selanjutnya, pendesainan detailing untuk sistem konvensional mengacu pada

AASHTO LRFD 2011, AASHTO LRFD 2012, CALTRANS v1.7 2013, SNI 2833-

2013, dan SNI 2847-2013. Desain jembatan guideway monorel Soekarno-Hatta harus

memenuhi ketentuan serviceability atau kenyamanan dan efek P-∆. Detailing pada

sistem hybrid didesain dengan menyamakan kapasitas sistem konvensional.

Pendesainan tendon pada sistem hybrid mengacu pada ACI ITG-5.1-07 dan ACI ITG-

5.2-09.

Perbedaan pendesainan sistem hybrid dan konvensional juga terletak pada

pemodelan properti sendi plastis, seperti diagram interaksi dan kurva backbone.

Pemodelan dan pengolahan data properti sendi plastis dari sistem hybrid sangat penting

karena akan mempengaruhi perilaku dan kinerja saat terjadi plastifikasi struktur.

Pemodelan dan pengolahan data properti sendi plastis mengacu pada ASCE 41-13 dan

FEMA 356, serta beberapa paper eksperimen.



104

Level kinerja jembatan guideway monorel dengan sistem hybrid dan

konvensional untuk menahan gaya gempa dievaluasi menggunakan dua analisis, yaitu

pushover dan NLTH. Level kinerja yang dihasilkan dari kedua sistem tidak berbeda.

Berdasarkan analisis pushover , level kinerja dari sistem hybrid dan konvensional untuk

arah memanjang (arah X) adalah fully operational . Sedangkan untuk arah transversal

(arah Y), kedua sistem berada pada level kinerja life safety.

Berdasarkan NLTHA, level level kinerja dari sistem hybrid dan konvensional

untuk arah memanjang (arah X) adalah immediate occupancy. Sedangkan untuk arah

transversal (arah Y), kedua sistem berada pada level kinerja life safety. Jembatan

guideway monorel Bandara Soekarno-Hatta memiliki level kinerja life safety bila

menggunakan sistem hybrid maupun sistem konvensional.

Analisis pushover menghasilkan perilaku sistem hybrid yang lebih getas

dibandingkan sistem konvensional. Hal ini disebabkan terdapat keterbatasan pada

analisis pushover. Sistem hybrid memiliki mekanisme disipasi energi melalui

mekanisme goyang bukan mekanisme kelelehan. Pada analisis pushover , seluruh

parameter struktur dihasilkan berdasarkan mekanisme kelelehan sehingga sistem

hybrid memiliki daktilitas yang lebih rendah akibat prategang.Analisis NLTH dapat membuktikan sifat self-centering dari sistem hybrid . Sifat

self-centering aktif saat mekanisme goyang (rocking mechanism) terjadi pada pilar

jembatan akibat gaya gempa. Sifat self-centering ini yang membuat sistem hybrid

memiliki kinerja yang lebih baik setelah gempa terjadi ( post-earthquake). Deformasi

sisa (residual deformation) dari sistem hybrid untuk arah memanjang dan arah

transversal sekitar 1,5 kali lebih rendah dibandingkan sistem konvensional. Sehingga,

jembatan guideway monorel dengan sistem hybrid dapat meminimumkan kerusakan

permanen yang terjadi pada pilar jembatan. Selain keunggulan, sistem hybrid memiliki

kelemahan yaitu bila tendon mengalami kelelehan maka sifat self centering dari sistem

hybrid tidak terjadi. Dampaknya, disipasi energi dari sistem hybrid akan bergantung



105

pada mekanisme kelelehan yang membuat sistem hybrid menjadi lebih getas dari

sistem konvensional hingga dua kalinya.

VII.2. SARAN

Dalam pengerjaan tugas akhir ini, model histeretik sistem hybrid menggunakan

analogi dengan model histeretik clough akibat keterbatasan program MIDAS CIVIL

2011. Analogi model histeretik dapat menyebabkan tidak akuratnya hasil analisis dari

NLTH sehingga perilaku dan level kinerja struktur dapat berpengaruh. Selanjutnya,

disarankan terdapat studi perbandingan kinerja sistem hybrid dapat menggunakan

program yang mampu meng-input model histeretik secara manual.Selain itu, jembatan-jembatan perkotaan tidak hanya memiliki bagian lintasan

atau bentuk yang lurus saja, tetapi terdapat bagian yang memiliki kelengkungan. Pada

tugas akhir ini, studi perbandingan hanya pada lintasan atau bentuk jembatan yang

lurus. Studi perbandingan selanjutnya disarankan mampu membandingkan sistem

hybrid dan sistem konvensional pada lintasan atau bentuk jembatan yang memiliki

kelengkungan sehingga variabel yang berpengaruh akan lebih banyak.



xvi

DAFTAR PUSTAKA

ADAPT Technical Note. 2004. Prestressing Losses and Elongation Calculations.

United States of America.

American Association of State Highway and Transportation Official (AASHTO).

2011. AASHTO LRFD 2011. Seismic Bridge Design Spesification 2nd Edtion.

United States of America.

American Association of State Highway and Transportation Official (AASHTO).

2012. AASHTO LRFD 2012. Bridge Design Spesification 6 th Edtion. United

States of America.

American Concrete Institute (ACI). 2007. ACI ITG-5.1-07. Acceptance Criteria for

Special Unbonded Post-Tensioned Precast Structural Walls Based on Validation

Testing and Commentary. United States of America.

American Concrete Institute (ACI). 2009. ACI ITG-5.2-09. Requirements for Design

of a Special Unbonded Post-Tensioned Precast Shear Wall Satisfying ACI ITG-

5.1. United States of America.

American Concrete Institute (ACI). 2012. ACI 343.1R-12. Guide for The Analysis and

Design of Reinforced and Prestressed Concrete Guideway Structures. United

States of America

American Society of Civil Engineers. 2005. ASCe 7-05. Minimum Design Loads for

Buildings and Other Structures. United States of America.

American Society of Civil Engineers. 2013. ASCe 41-13. Seismic Evaluation and

Retrofit of Existing Buildings. United States of America.

Badan Standarisasi Nasional. 2012. SNI 1726-2012. Tata Cara Perencanaan Ketahanan Gempa Untuk Struktur Bangunan Gedung dan Nongedung.

Indonesia.

Badan Standarisasi Nasional. 2013. SNI 2833-2013. Perancangan Jembatan Terhadap

Beban Gempa. Indonesia.



xvii

Badan Standarisasi Nasional. 2013. SNI 2847-2013. Persyaratan Beton Struktural

Untuk Bangunan Gedung. Indonesia.

California Seismic Safety Commission. ATC 40-96. Seismic Evaluation and Retrofit

of Concrete Buildings. United States of America.

California Transportation. 2013. CALTRANS v1.7-2013. Seismic Design Criteria

(SDC). United States of America.

Guerra, Luigi. Design, Modeling, and Experimental Testing of a Seismic Resistant

Bridge Column with Post-Tensioned Connection. Italy.

Heiber, et. al. 2005. Precast Concrete Pier Systems for Rapid Construction of Bridges

in Seismic Regions. United States of America.

Hewes, et.al. 2002. Seismic Design and Performance of Precast Concrete Segmental

Bridge Columns. United States of America.

Mohamed, Haitham. 2010. Seismic Behavior and Design of Segmental Precast Post-

Tensioned . United States of America.

National Cooperative Highway Research Program (NCHRP). 2013. NCHRP Synthesis

440. Performance-Based Seismic Bridge Design. United States of America.



xviii

LAMPIRAN



xix

LAMPIRAN A

Detailing Pilar Sistem Konvensional

*warna merah = bagian yang di-input

Properti Penampang

Bentuk Pier = Silinder

D pier diameter pier = 1100 mm

t pier

head 1

tebal pier head = 1800 mm

t pierhead 2

tebal pier head 2 = 1000 mm

L pier tinggi pier = 10000 mm

Ag pier luas gross pier = 950331.778 mm2

Cover beton = 50 mm

fc' Pier kekuatan tekan beton = 37 MPa

Ec Pier Modulus Elastisitas = 28588.98389 MPa

dbl diameter tulangan

longitudinal

= 43 mm

εcu failure strain of concrete in

compression

= 0.003

dbt diameter tulangan transversal = 16 mm

Es modulus elastisitas tulangan

baja

= 200000 MPa

ntulangan

jumlah tulangan = 19 buah --> dariSPCOLU

As luas tulangan = 27591.82288 mm2 --> dari

SPCOLUfyh tegangan leleh tulangan spiral = 400 MPa

fu tegangan ultimate baja = 600 MPa

εs regangan baja = 0.002

Ep modulus elastisitas tendon = 196500.634 MPa

fpu kekuatan ultimate tendon = 1861.585 MPa

fpy kekuatan leleh tendon = 1675.426 MPa



xx

Gaya Dalam

Nu max axial = 4496.670 kN

Nu min axial = 714.820 kN

Mx max moment sb. X = 4337.260 kN*m

Mx min moment sb. X = -4325.570 kN*m

My max moment sb. Y = 1696.970 kN*m

My min moment sb. Y = -1702.550 kN*m

Fx max geser sb. X = 332.490 kN

Fx min geser sb. X = -325.410 kN

Fy max geser sb. Y = 350.050 kN

Fy min geser sb. Y = -348.090 kN

T max torsi = 74.440 kN*m

T min torsi = 17.410 kN*m

Perhitungan Detailing

φ axial resistance factor = 0.9 --> AASHTO LRFD 2012

Bridge Design Page 5-26φ geser resistance factor = 0.75

φ lentur resistance factor = 0.9

φ Torsi resistance factor = 0.75

Dimensi Pier

Caltrans 2013 Page 7-33Dc lebar kolom pada arah yang

ditinjau= 1100 mm

Ds

1-1

tebal superstructure pada head

pier

= 1800 mm

Ds1-2

tebal superstructure pada head pier

= 1000 mm

Dfg kedalaman footing = 2000 mm

fye kuat tarik leleh tulangan

minimum aktual

= 400 MPa

ratio Dc/Ds 1-1 = 0.611ratio Dc/Ds 1-2 = 1.1

ratio Dc/Ds 1 0.856 --> OK!

ratio Dc/Dfg = 1.818 --> OK!



xxi

AASHTO LRFD 2012 Bridge Design Page 5-149

Dc lebar kolom maksimum = 1100 mmL pier tinggi pier bersih (dibawah

flared)= 10000 mm

rasio = 9.091 --> Peril

Kolo

Plastic Hinge

Panjang Plastic Hinge (Caltrans 2013 Page 7-34)

Case plastic hinge = A

Kantilever

L pier Member length from the point of maximummoment to the point of contra flexure

= 10000 mm

cgc pier head = 1036.937 mm

L Member length from the point of maximum

moment to the point of contra flexure

= 11036.937 mm

Jepit-Jepit

L Member length from the point of maximummoment to the point of contra flexure

= 5000 mm

Sistem Pier = Jepit-Jepit

L terpilih Member length from the point of maximum

moment to the point of contra flexure

= 5000 mm

fye kuat tarik leleh tulangan minimum aktual = 400 MPa

dbl diameter nominal tulangan longitudinal = 43 mm

Lp panjang plastic hinge = 778.4 mm

>= -->

756.8 mm

Tulangan Longitudinal

Minimum Panjang Penyaluran Tulangan Longitudinal ke Cap Beam (Caltrans 20Page 8-2)dbl diameter nominal tulangan longitudinal = 43 mm

lac panjang penyaluran ke cap beam = 1032 mm

lac dengan epoxy coated = 1238.4 mm --> 1300



xxii

Panjang Penyaluran Agar Sampai Ke Shaft Type II (Caltrans 2013 Page 8-3 ; AA

LRFD 2012 Bridge Design Page 5-160)Dc lebar kolom pada arah yang ditinjau = 1100 mm

dbl diameter tulangan longitudinal = 43 mm

As 1 tulangan = 1452.201 mm2

fyh tegangan leleh tulangan spiral = 400 MPa


ldb panjang penyaluran = 177.551 mm --> AASH

LRFD

Bridg

Desig5-160

φ epoxy

coated

koefisien = 0.9

φ non-

epoxy

coated

koefisien = 0.6

ld panjang penyaluran Shaft = 159.796 mm

syarat 1 = 1259.796 mm

syarat 2 = 1419.592 mm

Panjang Penyaluran sampai ke Shaft Type II = 1259.796 mm --> 1300

min 1 = 1259.796 mm

min 2 = 1401.8 mm

min = 1259.796 mm

<= --> 1300

6096 mm

Maximum Longitudinal Bar Diameter (Caltrans 2013 Page 8-3)

fc' pier kuat tekan beton pier = 37 MPa

L Member length from the point of

maximum moment to the point ofcontra flexure

= 5000 mm

Dc lebar kolom pada arah yang ditinjau = 1100 mm

fye kuat tarik leleh tulangan minimumaktual

= 400 MPa

dbl max diameter longitudinal max = 142.109 mm



xxiii

dbl diameter nominal tulangan longitudinal = 43 mm --> OK!

Batas Rasio Tulangan Longitudinal (AASHTO LRFD 2012 Bridge Design Page 5-D pier dimensi pier = 1100 mm


As luas tulangan = 27591.82288 mm2

min rasio = 1.00%

max rasio = 4.00%

rasio tulangan terpasang = 2.90% --> Cek R

Longi

di sub

Sambungan Lewatan (SNI 2833-201X Page 36 ; Caltrans 2013 Page 8-1)

tidak di izinkan sambungan lewatan

L tulangan panjang tulangan yang ada di pasar

indonesia

= 12000 mm

L pier tinggi pier = 10000 mm --> Tidak

Splice

Spasi antar Tulangan Longitudinal Min Tidak Boleh Kurang (SNI 2847-2013 Pag


syarat 1 1.5db = 64.5 mm

syarat 2 = 40 mm

spasi terpilih = 64.5 mm --> CEKPCAC

Tulangan Sengkang

Maximum Spacing untuk Tulangan Sengkang (Caltrans 2013 Page 8-4)

dbl diameter nominal tulangan longitudinal = 43 mm


syarat 1 = 550 mmsyarat 2 = 258 mm

syarat 3 = 203.2 mm

Max spacing = 203.2 mm --> 200



xxiv

Tulangan Sengkang Daerah Sendi Plastis (AASHTO LRFD 2012 Bridge Design P5-69 ; 5-150 dan SNI 2833-201x Page 33)D pier diameter pier = 1100 mm

Cover beton = 50 mm



L pier tinggi pier = 10000 mm

Es modulus elastisitas tulangan baja = 200000 MPa

fyh tegangan leleh tulangan spiral = 400 MPa



fc' pier kekuatan tekan beton = 37 MPa

bv lebar efektif penampang = 1100 mm

Dr pier Jarak dari serat tertekan ke pusat tulanganlongitudinal

= 946.5 mm

de = 851.280 mm

dv kedalaman geser efektif = 766.152 mm

Aps luas prestress pada daerah tarik = 0 mm2

fpu kekuatan ultimate tendon = 1861.584953 MPa

fpo 0.7*fpu = 1303.109 MPa

Ep modulus elastisitas prestress = 196500.634 MPa

Vp gaya geser akibat prestress = 0 kN

Nu max = 714.82 kN --> 714820 N

Mu max = 4337.26 kN*m --> 4337260000 N*mm

Mpr = 12140402066 N*mm

Ve = 2428080.413 N --> 2428.08041 kN

Vu max = 350.05 kN --> 350050 kN

Vu design = 2428.080413 kN --> 2428080.41 N

0.1*fc'*Ag = 3516.227578 kN --> 3516227.58 N

φ resistance factor = 0.75



xxv

AASHTO LRFD 2012 Bridge Design Page 5-69

asumsi = section containing at lethe minimum amount o

transverse reinforcemeεs regangan tarik tulangan longitudinal = 0.002

β faktor yang menunjukkan kemampuan beton

dengan retak diagonal untuk mentransfer tarikdan geser

= 2.235

Vc saat

Vu>=0.1*fc'*Ag

kontribusi beton menahan geser = 950.821 kN

X Y

950.8215 3516.228

0 0Vc saat Vu kontribusi beton menahan geser = 875.435 kN

Cek Vc dengan cara konvensional

Vc konvensional = 854.392 kN

Vc terpilih = 854.392 kN

Vs kontribusi sengkang = 2383.048 kN --

Vs max kontribusi sengkang max = 3098424.395 kN

SNI 2833-201X Page 35 ; Caltrans 2013 Page 8-3

bentuk penulangan sengkang = melingkarn jumlah penampang inti spiral melingkar

interlocking= 1 -->

Asp luas tulangan sengkang = 201.062 mm2 -->

fyh tegangan leleh tulangan spiral melingkar = 400 MPa

D' diameter inti kolom yang diukur dari pusat

spiral melingkar

= 984 mm

S jarak antar sengkang = 52.164 mm -->

Asv min luas tulangan sengkang melingkar minimum = 20.91 mm2

Syarat spasi tulangan transversal Pada Sendi Plastis (SNI 2833-201X Page 36 dan SNI 282013 Page 55)syarat 1 (sengkang harus terpasang di bagian atas dan bawah kolom sepanjang tidak kurang dar

D max kolom penampang terbesar kolom = 1100 mm

1/6*L pier = 1666.667 mm

450 mm = 450 mm

= 1666.667 mm



xxvi

syarat 2 --> di perpanjang ke atas dan bawah sambungan

syarat 3

S max 1 1/4*dimensi terkecil = 275 mmS max 2 100 mm dari pusat ke pusat = 100 mm

S max = 100 mm

S max SNI 2847 = 75 mm

S min SNI 2847 = 25 mm

S terpasang = 50 mm

Cek Syarat Tulangan Sengkang Daerah Sendi Plastis (AASHTO LRFD 2012 Brid

Design Page 5-151 ; Caltrans 2013 Page 3-18)fc' pier kekuatan tekan beton = 37 MPa

fyh tegangan leleh tulangan spiral melingkar = 400 MPa

n jumlah penampang inti spiral melingkar

interlocking

= 1

Asp luas tulangan sengkang = 201.062 mm2

S terpasang = 50 mm

D' diameter inti kolom yang diukur dari pusat

spiral melingkar

= 984 mm

Ac luas inti beton = 760466.484 mm2

bentuk penulangan sengkang = melingkar

ρs rasio volumentric penulangan spiral = 0.016 -->

syarat 1 = 0.011

syarat 2 = 0.010

syarat terpilih = 0.011

Syarat spasi tulangan transversal Diluar Sendi Plastis (SNI 2847-2013 Page 55)


S min 1 = 150 mmS min 2 = 258 mm

S terpilih = 150 mm



xxvii

Torsi

Cek Torsi (AASHTO LRFD 2012 Bridge Design Page 5-58)


Acp total area enclosed by outside

perimeter of concrete cross-section

= 950331.778 mm2

pc the length of the outside perimeterof the concrete section

= 3455.752 mm


Tcr torsional cracking moment = 198709586.9 N*mm --

>

198.709

φ torsi resistance factor = 0.75

0.25φ * Tcr = 37.258 kN*m --> TorsiDiperhi

Tu max = 74.44 kN*m

Dimensi Penampang (SNI 2847-2013 Page 96)

Jenis penampang = solid

Vu design = 2428080.413 N

Vc kontribusi beton dalam menahan geser = 854392.433 N

Tu max = 74440000 N*mm



Cover beton = 50 mm



D oh diameter dari luar sengkang = 1050 mm


Aoh luas area dari sengkang terluar kedalam = 865901.475 mm2

ph keliling dari sengkang terluar kedalam = 3298.672 mm


Dr pier Jarak dari serat tertekan ke pusat

tulangan longitudinal

= 946.5 mm

ruas kiri = 2.340

ruas kanan = 3.626 --> OK



xxviii

Kebutuhan Tulangan Sengkang (SNI 2847-2013 Page 96)

Aoh luas area dari sengkang terluar kedalam = 865901.475 mm2

Ao = 736016.254 mm2

n jumlah penampang inti spiral

melingkar interlocking

= 1

Asp luas tulangan sengkang = 201.062 mm2

Tu max = 74440000 N*mm


Tn = 99253333.33 N*mm


S terpasang = 50 mm

fyh tegangan leleh tulangan spiral

melingkar

= 400 MPa



At/s = 0.169 mm

At/s

min

= 0.481 mm

At/s terpilih = 0.481

S torsi = 417.791 mm

S min 1 = 412.334 mm

Smin 2 = 300 mmSmin 3 = 150 mm

St terpilih = 150 mm

db tor = 16 mm

n = 1

Kebutuhan Tulangan Longitudinal (SNI 2847-2013 Page 97)

Acp total area enclosed by outside perimeter

of concrete cross-section

= 950331.778 mm2



fyh tegangan leleh tulangan spiral

melingkar

= 400 MPa

fyl tegangan leleh tulangan longitudinal = 400 MPa

At/s

torsi

= 0.481



St = 150 mm


dbl min1

diameter tulangan longitudinalkebutuhan torsi min

= 6.25 mm

dbl min2

diameter tulangan longitudinalkebutuhan torsi min

= 10 mm

dbl terpilih = 43 mm

Al luas tulangan longitudinal kebutuhan

torsi

= 1587.486 mm2

Al min luas tulangan longitudinal minimum = 4482.189 mm2

Al terpasang = 4482.189 mm2

n jumlah tulangan = 3.086 --> 4

n

tulangan

jumlah tulangan = 19

n longitudinal terpasang = 23

cek rasio tulangan

D pier dimensi pier = 1100 mm



i 1 00%

Date post:	06-Jul-2018
Category:	Documents
Upload:	bryanmustika
View:	220 times
Download:	0 times

PERFORMANCE COMPARISON OF HYBRID AND CONVENTIONAL SYSTEM IN PRECAST GUIDEWAY MONORAIL PIER STRUCTURE

Documents