10

BAB II

TINJAUAN PUSTAKA

2.1. Pengertian Pondasi Tiang Tekan Hidrolis

Pemilihan jenis pondasi bangunan umumnya didasarkan pada beberapa faktor,

antara lain: besarnya beban dan berat bangunan di atasnya, fungsi bangunan di atas

pondasi (upper structure), keadaan tanah Keterangan bangunan dibangun, dan

anggaran biaya yang tersedia untuk pekerjaan pondasi bangunan. Pondasi Tiang

Tekan Hidrolis termasuk jenis pondasi dalam yang dapat dibuat dari beton, kayu, dan

baja. Umumnya pondasi Tiang Tekan Hidrolis yang digunakan terbuat dari beton

dengan bentuk penampang dan dimensi tertentu. Beban dari bangunan akan

didistribusikan ke permukaan tanah dan kemudian ke dalam massa tanah. Distribusi

beban tersebut termasuk distribusi ke permukaan Tiang Tekan Hidrolis (skin friction)

dan distribusi beban langsung ke lapisan tanah keras pada ujung Tiang Tekan

Hidrolis (End Bearing). Distribusi beban ke permukaan Tiang Tekan Hidrolis timbul

dari gesekan antara Tiang Tekan Hidrolis dengan massa tanah, sedangkan

pembebanan secara langsung timbul dari tahanan ujung tiang. Dengan demikian,

besar daya dukung Tiang Tekan Hidrolis diperoleh dari tahanan samping (skin

friction) dan tahanan ujung (End Bearing), dengan catatan ujung Tiang Tekan

Hidrolis sudah mencapai lapisan tanah keras sesuai dengan yang direncanakan.

11

Pemakaian Tiang Tekan Hidrolis umumnya digunakan untuk kebutuhan

sebagai berikut:

1. Meneruskan beban bangunan di atas permukaan tanah ke lapisan massa

tanah di bawahnya.

2. Menahan gaya tarikan atau gaya guling dari bangunan di atasnya, seperti

basement bawah.

3. Menopang tanah yang berada di bawah muka air tanah jenuh dan menahan

gaya guling pada menara-menara tinggi.

4. Menahan gaya lateral tanah pada galian basement.

5. Dapat menjadi pondasi Tiang Tekan Hidrolis kelompok sehingga dapat

mengontrol penurunan bangunan dipikul menjadi relatif merata.

6. Meningkatkan kekakuan tanah di bawah pondasi sehingga dapat meredam

amplitudo getaran dari suatu bangunan yang dipikul.

7. Sebagai faktor keamanan tambahan di bawah abutmen jembatan maupun

pir/tiang, khususnya jika erosi merupakan persoalan yang krusial.

8. Sebagai penopang bangunan lepas pantai yang dapat mendistribusikan beban

dari bangunan melewati air lalu ke tanah dasar di bawahnya.

Pemakaian Tiang Tekan Hidrolis sudah semakin luas. Umumnya, Tiang Tekan

Hidrolis ditekan Hidrolis secara vertikal untuk menahan beban vertikal, tetapi untuk

menahan beban lateral dapat juga ditekan Hidrolis secara horizontal, misalnya ground

anchor.

12

2.2. Karakteristik Tanah

Untuk mengetahui karakteristik tanah, para ahli mengadakan penyelidikan

tanah di laboratorium dan lapangan. Secara umum, tanah dapat digolongkan menjadi

beberapa jenis, yaitu:

a. Tanah Kohesif dan Tanah Non Kohesif

Tanah kohesif adalah tanah yang karakteristik butirannya selalu melekat satu sama

lain baik saat basah maupun kering sehingga dibutuhkan suatu gaya untuk

memisahkannya dalam keadaan kering. Sedangkan tanah non kohesif adalah tanah

yang karakteristik butirannya selalu terpisah satu sama lain pada saat kering dan

melekat pada saat basah akibat gaya tarik antar permukaan air. Contoh tanah kohesif

yang sering dibahas karakteristiknya adalah tanah lempung (clay) sedangkan contoh

tanah non kohesif misalnya pasir (sand).

b. Tanah berdasarkan teksturnya (Menurut Departemen Pertanian Amerika,

USDA)

1. Pasir: butiran dengan diameter 2,0 mm sampai dengan 0,05 mm.

2. Lanau: butiran dengan diameter 0,05 mm sampai dengan 0,002 mm.

3. Lempung: butiran dengan diameter lebih kecil dari 0,002 mm.

c. Tanah berdasarkan sistem Unified (Casagrande 1982 dan ASTM)

1. Tanah berbutir kasar (coarse grained soil), yaitu tanah dimana kurang dari 50%

berat total contoh tanah lolos ayakan No. 200, misalnya kerikil (G) dan Pasir

(S).

13

2. Tanah berbutir halus (fine grained soil), yaitu tanah dimana lebih dari 50%

berat total contoh tanah lolos ayakan No. 200, misalnya tanah lanau (M) dan

lempung (C).

2.3. Penyelidikan Tanah (Soil Investigation)

Sebelum merencanakan desain suatu pondasi, sangat perlu dilakukan

penyelidikan tanah (soil investigation). Tujuan dari penyelidikan tanah adalah untuk

mengetahui karakteristik tanah dan lapisan tanah yang akan menopang bangunan di

atasnya. Jika kondisi tanah yang akan menopang bangunan kurang memiliki sifat-

sifat yang diperlukan dalam memikul beban kerja (working load), maka pondasi

Tiang Tekan Hidrolis merupakan pilihan yang tepat.

Di dalam penyelidikan karakteristik tanah, perlu ditentukan parameter-

parameter tanah yang mempengaruhi desain pondasi, seperti daya dukung tanah

(bearing capaCity), penurunan (besar dan laju penurunan), tekanan tanah efektif dan

tekanan air pori serta kuantitas disipasi air tanah. Klasifikasi tanah juga dapat

diperoleh dari penyelidikan tanah tersebut.

2.3.1. Standard Penetration Test (SPT)

Standard Penetration Test adalah suatu jenis percobaan dinamis, dengan

memasukkan suatu alat yang dinamakan split spoon ke dalam tanah. Dengan

percobaan ini akan diperoleh:

1. Kepadatan relatif (Relative Density) (Dr).

2. Sudut geser tanah (ø).

14

3. Nilai “N” dari lapisan tanah yang diteliti.

Relative density adalah perbandingan antara berat tanah basah dengan

berat tanah seluruhnya. Umumnya relative density dipakai untuk tanah tingkat

kerapatan dari tanah berbutir (granular soil).

Sudut geser tanah adalah suatu sudut yang menentukan besar kekuatan

geser tanah, sedangkan nilai “N” adalah jumlah pukulan yang diberikan untuk

memasukkan split spoon sedalam 3 × 15 cm, Keterangan “N” yang diperlukan

ini dapat dihubungkan dengan sifat-sifat lain dari tanah atau lapisan tanah

tersebut.

Hubungan ketiga nilai di atas dapat dilihat pada Tabel 2.1 dan Tabel 2.2.

Tabel 2. 1. Hubungan antara Dr, ø, dan N dari pasir (Sosrodarsono, 1988)

SPT yang dilakukan pada tanah non kohesif tapi berbutir halus (misalnya

lanau), yang permeabilitasnya rendah, mempengaruhi perlawanan penetrasi

yakni memberikan harga SPT yang lebih rendah dibandingkan dengan tanah

yang permeabilitasnya tinggi untuk kepadatan yang sama. (Shamsher Prakash,

1989).

PECK MEYERHOFF

0 – 4 0 – 0,15 Sangat Lepas < 28,50 < 30

4 – 10 0,15 – 0,50 Lepas 28,50 – 30 30 – 35

10 – 30 0,50 – 0,70 Menengah 30 – 36 35 – 40

30 – 50 0,70 – 0,85 Padat 36 – 41 40 – 45

>50 0,85 – 1 Sangat Padat > 41 > 45

NILAI N KERAPATAN RELATIFSUDUT GESER DALAM TANAH

15

Tabel 2. 2. Hubungan antara Dr dan N pada tanah lempung

(Sosrodarsono,1988)

Hal ini mungkin terjadi bila jumlah tumbukan N >15, maka sebagai

koreksi Terzaghi dan Peck (1948) memberikan harga ekivalen N0 yang

merupakan hasil jumlah tumbukan N yang telah dikorelasi akibat pengaruh

permeabilitas yang dinyatakan dengan:

𝑁0 = 15 + 1

2 𝑁 − 15 (2.1)

Gibs dan Holz (1957) juga memberikan harga ekivalen N0 yang

merupakan hasil jumlah tumbukan N yang telah terkoreksi akibat tekanan

berlebih yang terjadi untuk jenis tanah yang dinyatakan dengan:

𝑁0 = 𝑁50

1 + 2𝜎 + 10 (2.2)

Keterangan ζ adalah tegangan efektif ekses, yang tidak lebih dari 2,82

kg/cm2. Dari pelaksanaan pengujian dengan metode SPT, maka angka N dari

suatu lapisan dapat diketahui dan dari angka tersebut dapat ditentukan

karakteristik suatu lapisan tanah seperti pada Tabel 2.3.

RELATIVE DENSITY (Dr) NILAI N

Very Soft/ Sangat Lunak 2

Soft / Lunak 2 - 4

Medium / Kenyal 4 - 8

Siff / Sangat Kenyal 8 - 15

Hard / Keras 15 - 30

Padat > 30

16

Tabel 2. 3. Hal-Hal yang perlu dipertimbangkan untuk penentuan harga N

(Sosrodarsono,1988)

Harga N yang diperoleh dari SPT tersebut diperlukan untuk

memperhitungkan daya dukung tanah. Daya dukung tanah tergantung pada kuat

geser tanah. Hipotesa pertama mengenai kuat geser tanah diuraikan oleh Mohr

Coulomb.

Untuk mendapatkan nilai sudut geser tanah dari tanah yang tidak kohesif

(misalnya pasir) umumnya dapat menggunakan Rumus Dunham (1962) sebagai

berikut:

1. Tanah pasir berbentuk bulat dengan gradasi seragam, atau butiran pasir

bersegi-segi dengan gradasi tidak seragam, mempunyai sudut geser

dalam sebesar:

𝜑 = 12𝑁 + 15 (2.3)

KLASIFIKASI

Hal yang perlu

dipertimbangkan secara

menyeluruh dari hasil

survei sebelumnya

Tanah pasir (non kohesif)

Berat isi efektif, sudut geser

dalam, ketahanan terhadap

penurunan, daya dukung tanah,

dan angka elastisitas

Tanah lempung (kohesif)

Keteguhan, kohesi, daya dukung

maksimum, dan ketahanan

terhadap hancuran

HAL-HAL YANG DIPERHATIKAN DAN

DIPERTIMBANGKAN

Unsur tanah, variasi daya dukung vertikal (kedalaman

permukaan dan susunannya), adanya lapisan lunak (ketebalan

lapisan yang mengalami konsolidasi atau penurunan), kondisi

drainase, dan lain-lain.

Hal yang perlu

diperhatikan dari nilai N

17

𝜑 = 12𝑁 + 50 (2.4)

2. Butiran pasir bersegi-segi dengan gradasi merata.

𝜑 = 12𝑁 + 25 (2.5)

3. Atau dengan menggunakan rumus Peck.

𝜑 = 0.3𝑁 + 25 (2.6)

Angka penetrasi sangat berguna sebagai pedoman dalam eksplorasi tanah

dan untuk memperkirakan kondisi lapisan tanah.

Ditinjau dari defenisinya, angka penetrasi standard (N-SPT) adalah

merupakan suatu nilai yang menunjukkan jumlah pukulan per kaki kedalaman

pada alat SPT. Pada tanah lempung, nilai N-SPT kurang begitu akurat karena

sifat tanah lempung yang memiliki butiran yang halus dan kohesi yang besar,

sedangkan pada tanah pasir, nilai N-SPT lebih dapat diterima. Nilai N-SPT

dapat berubah-ubah pada satu titik lokasi pengujian yang sama. Hal ini

dipengaruhi oleh ketelitian dalam pelaksanaan pengujian. Oleh sebab itu,

pengujian N-SPT hanya sebagai awal pengujian dan diperlukan pengujian

lainnya agar mendapatkan hasil parameter tanah yang lebih akurat sehingga

SPT masih belum begitu standard.

Hubungan antara angka penetrasi standard dengan sudut geser dalam

tanah dan kepadatan relatif untuk tanah berpasir, secara perkiraan dapat dilihat

pada Tabel 2.4.

18

Tabel 2. 4. Hubungan antara angka penetrasi standard dengan sudut geser

dalam dan kepadatan relatif pada tanah pasir (Das, 1995)

Hubungan antara harga N dengan berat isi tanah yang sebenarnya hampir

tidak mempunyai pengaruh karena hanya mempunyai partikel kasar (Tabel 2.5).

Harga berat isi yang dimaksud tergantung pada kadar air.

Tabel 2. 5. Hubungan antara N dengan Berat Isi Tanah (Sosrodarsono,1977)

Pada tanah yang tidak kohesif, daya dukung sebanding dengan berat isi

tanah, hal ini berarti bahwa tinggi muka air tanah sangat mempengaruhi daya

dukung tanah pasir.

Tanah dapat dikatakan mempunyai daya dukung yang baik, dengan

melihat nilai-nilai sebagai berikut:

1. Lapisan kohesif mempunyai nilai SPT, N > 35.

2. Lapisan kohesif mempunyai nilai kuat tekan (qu) 3 – 4 kg/cm2 atau

harga SPT, N > 15.

ANGKA PENETRASI

STANDARD (N)

KEPADATAN RELATIF

(%)

SUDUT GESER

DALAM (˚)

0 – 5 0 – 5 26 – 30

5 – 10 5 – 30 28 – 35

10 – 30 30 – 60 35 – 42

30 – 50 60 – 65 38 – 46

Harga N < 10 10 - 30 30 - 50 > 50

Berat Isi Tanah

γ (kN/m3)

4 - 6

6 - 15

Berat Isi Tanah

γ (kN/m3)

Harga N < 4 16 - 25 > 25Tanah

Kohesif

Tanah

Non

Kohesif12 - 16 14 - 18 16 - 20 18 - 23

14 - 18 16 - 18 16 - 18 > 20

19

Hasil percobaan pada SPT ini hanya merupakan perkiraan kasar saja, jadi

bukan merupakan nilai yang teliti. Apabila jumlah pukulan untuk hasil

percobaan pada SPT sebanyak 15, maka:

N = 15 + ½ (N’ – 15) (2.7)

Secara umum hasil percobaan Sondir lebih akurat daripada hasil

percobaan SPT (Sosrodarsono,1988).

2.3.2. Sondering Test (Tes Sondir)

Tes Sondir (Sondering Test) disebut juga tes Sondir atau Cone

Penetration Test. Pengujian ini bertujuan untuk mengetahui perlawanan

penetrasi konus dan hambatan lekat tanah yang merupakan indikasi dari daya

dukung tanah. Tes Sondir juga dapat mengetahui kedalaman atau tebal dari

lapisan-lapisan tanah yang berbeda.

Perlawanan penetrasi konus adalah perlawanan tanah terhadap ujung

konus yang dinyatakan dalam gaya per satuan luas. Hambatan lekat adalah

perlawanan geser tanah terhadap selubung bikonus yang dinyatakan dalam gaya

per satuan panjang.

Hasil Sondir dinyatakan dalam sebuah grafik yang menyatakan hubungan

antara kedalaman setiap lapisan tanah dengan besarnya nilai Sondir yaitu

perlawanan penetrasi konus. Alat Sondir yang biasa digunakan ada 2 jenis,

yaitu Sondir ringan dan Sondir berat.

20

Pada pekerjaan Sondir ringan (2 – 2,5 ton), pembacaan manometer

dihentikan pada keadaan pembacaan tiga kali berturut-turur melebihi 150

kg/cm2 atau kedalaman melebihi 30 meter. Pada pekerjaan Sondir berat (10

ton), pembacaan manometer diberhentikan pada keadaan pembacaan tiga kali

berturut-turut 500 kg/cm2 atau kedalaman maksimum 50 meter.

Dari hasil percobaan diperoleh nilai jumlah perlawanan (JP) dan nilai

perlawanan konus (PK), sehingga hambatan lekat dapat dihitung sebagai

berikut:

1. Hambatan Lekat (HL).

𝐻𝐿 = 𝐽𝑃 − 𝑃𝐾 𝑥𝐴

𝐵 (2.8)

2. Jumlah Hambatan Lekat (JHL).

𝐽𝐻𝐿 = 𝐻𝐿

𝑖

𝑛=0

(2.9)

3. Jumlah Hambatan Setempat (JHS).

𝐽𝐻𝑆 = 𝐻𝐿

10 (2.10)

Keterangan:

JP = Jumlah perlawanan (kg/cm2).

PK = Perlawanan konus (kg/cm2).

A = Tahap pembacaan (setiap kedalaman 20 meter).

B = Faktor alat (=10).

21

I = Kedalaman (meter).

Tes Sondir merupakan percobaan dengan cara memasukkan suatu batang

penetrasi ke dalam tanah dan dengan bantuan manometer yang terdapat pada

alat penetrasi tersebut dapat diketahui kekuatan suatu lapisan tanah pada

kedalaman tertentu (Panduan Praktikum Mekanika Tanah Teknik Sipil USU).

Dari pengetesan ini dapat diperoleh keterangan mengenai:

1. Jenis lapisan tanah.

2. Ketebalan tiap lapisan tanah.

3. Posisi muka air tanah.

4. Daya dukung lapisan tanah, berupa perlawanan penetrasi konus dan

hambatan lekat tanah.

Untuk menghitung daya dukung Ultimate dan daya dukung izin Tiang

Tekan Hidrolis berdasarkan data Sondir, dapat dilakukan dengan rumus-rumus

sebagai berikut:

𝑄𝑢𝑙𝑡 = 𝑞𝑐𝑥𝐴𝑝 + 𝐽𝐻𝐿 𝑥 𝐾 (2.11)

𝑄𝑖𝑧𝑖𝑛 = 𝑞𝑐𝑥𝐴𝑝

3+𝐽𝐻𝐿 𝑥 𝐾

5 (2.12)

Keterangan:

Qult = Daya dukung Ultimate (ton).

qc = Tahanan ujung Sondir (qc1 + qc2).

22

qc1 = Rata-rata perlawanan penetrasi konus di atas titik 8D.

qc2 = Rata-rata perlawanan penetrasi konus di bawah titik 4D.

Ap = Luas penampang tiang = ¼ π D2

(m2).

D = Diameter Tiang Tekan Hidrolis (m).

K = Keliling Tiang Tekan Hidrolis = π D (m).

JHL = Jumlah hambatan lekat.

3 = Faktor keamanan untuk tahanan ujung tiang.

5 = Faktor keamanan untuk tahanan selimut tiang.

2.3.3. Boring Test

Walaupun hasil pengujian tanah dari tes Sondir sudah diketahui, biasanya

masih diperlukan pengujian yang lebih teliti. Oleh sebab itu, penyelidikan tanah

perlu dilengkapi dengan pengambilan contoh tanah dari lapisan bawah.

Parameter tanah yang berhubungan dengan mekanika tanah pondasi harus

dicari dengan pengujian-pengujian yang sesuai dengan letak sebenarnya tanah

tersebut. Untuk itu dilakukan pengeboran sesuai kedalaman pondasi agar

dilakukan berbagai pengujian.

Metode pengeboran beserta pengambilan contoh tanah atau pengujian

tanah asli dapat memberikan hasil yang lebih teliti mengenai karakteristik fisik

23

dan mekanis tanah pondasi dibandingkan metode pengujian lain. Namun

pengujian ini hanya memberikan informasi secara vertikal pada titik

pengeboran. Untuk memperkirakan luas dan penyebaran karakteristik dalam

arah horizontal, diperlukan suatu survei yang lain, seperti penyelidikan

geofisika/geolistrik.

Penggunaan jenis alat pengeboran disesuaikan dengan tujuan pengeboran,

fungsi dan jenis tanah yang akan dibor. Alat-alat bor yang biasa digunakan

yaitu:

1. Bor tangan.

2. Alat bor rotasi tangan.

3. Bor rotasi hidrolik.

Contoh tanah yang diambil terbagi atas dua jenis yaitu contoh tanah yang

tidak terganggu (undisturbed sample) dan contoh tanah yang terganggu

(disturbed sample).

Contoh tanah yang tidak terganggu adalah contoh tanah yang masih

menunjukkan sifat-sifat asli tanah yang ada padanya. Ciri-ciri tanah ini yaitu

tidak mengalami perubahan dalam struktur, kadar air atau susunan kimianya.

Sampel tanah asli ini dipergunakan untuk pengujian engineering properties,

antara lain:

1. Permeabilitas.

2. Konsolidasi.

24

3. Direct shear triaxial.

Contoh tanah terganggu diambil tanpa adanya usaha-usaha untuk

melindungi struktur tanah asli tersebut. Sampel tanah ini digunakan untuk

percobaan properties index, yaitu:

1. Atterberg limit.

2. Berat jenis.

3. Analisa saringan.

2.4. Tiang Tekan Hidrolis

Pondasi Tiang Tekan Hidrolis merupakan salah satu jenis pondasi dalam. Istilah

Tiang Tekan Hidrolis merujuk pada pondasi tiang pancang yang dipancang dengan

cara ditekan secara perlahan-lahan dengan suatu alat Hidrolis yang disebut Jacking

Pile. Metode pemancangan Tiang Tekan Hidrolis lebih populer disebut Hydraulic

Static Pile Driver (HSPD). Pemakaian Tiang Tekan Hidrolis memiliki keterbatasan

dalam kuat tekan yang diberikan terhadap tiangnya. Oleh sebab itu, dibutuhkan suatu

alat Jacking Pile yang besar/berat agar dapat memberikan gaya tekan sesuai dengan

yang direncanakan. Namun, Tiang Tekan Hidrolis memiliki keunggulan yang tidak

dimiliki oleh tiang pancang dengan Jack Hammer pada umumnya, yaitu tidak

menimbulkan suara yang bising dan getaran pada tanah sekeliling yang dapat

merusak bangunan di sekitar lokasi pondasi. Sama seperti tiang pancang pada

umumnya, Tiang Tekan Hidrolis dapat dikelompokkan berdasarkan beberapa kriteria

sebagai berikut:

25

2.4.1. Menurut MekanismeTransfer Beban

Menurut mekanisme transfer beban, Tiang Tekan Hidrolis terdiri dari:

1. Point Bearing Pile (End Bearing Pile).

Yaitu Tiang Tekan Hidrolis dengan tahanan ujung. Sesuai dengan

namanya, tiang ini meneruskan beban melalui ujung Tiang Tekan

Hidrolis ke lapisan tanah keras.

2. Friction Pile.

Yaitu Tiang Tekan Hidrolis dengan gesekan permukaan tiang dengan

tanah di sekelilingnya. Sesuai dengan namanya, tiang ini mentransfer

beban melalui gesekan atau lekatan antara tanah dengan permukaan

memanjang Tiang Tekan Hidrolis. Jenis tiang ini biasanya dipakai jika

lapisan tanah keras terlalu dalam, dan cocok untuk tanah lempung atau

dominan lempung.

3. Compaction Pile.

Yaitu Tiang Tekan Hidrolis dengan pemadatan tanah di sekeliling

Tiang Tekan Hidrolis. Pada saat pemancangan, Tiang Tekan Hidrolis

ini akan memadatkan tanah di sekelilingnya. Tiang Tekan Hidrolis

jenis ini umumnya digunakan pada tanah granular dan secara

berkelompok.

2.4.2. Menurut Jenis Bahan Atau Material

Menurut jenis bahan atau kualitas materialnya, Tiang Tekan Hidrolis

terdiri dari:

26

1. Tiang Tekan Hidrolis baja (steel pile).

2. Tiang Tekan Hidrolis beton (concrete pile).

3. Tiang Tekan Hidrolis kayu (timber pile).

4. Tiang Tekan Hidrolis komposit (composite pile).

Tiang Tekan Hidrolis yang paling umum dipakai adalah Tiang Tekan

Hidrolis beton (concrete pile).

Dalam tesis ini yang diteliti adalah Tiang Tekan Hidrolis beton pracetak

(precast) berbentuk segi empat dengan dimensi 45 cm x 45 cm yang diproduksi

oleh Wika Beton. Data spesifikasi teknis Tiang Tekan Hidrolis yang diteliti

terdapat pada Bab III. Metodologi Penelitian.

2.5. Daya Dukung Tiang Tekan Hidrolis Dengan Data SPT

Kapasitas daya dukung ulmimate Tiang Tekan Hidrolis dapat dihitung secara

empiris dari nilai N hasil uji SPT. Untuk Tiang Tekan Hidrolis yang terletak di

dalam tanah pasir jenuh, Meyerhoff (1956) mengajukan Persamaan sebagai berikut:

𝑄𝑢 = 4.𝑁𝑏 .𝐴𝑏 +1

50𝑁 𝐴𝑠 (2.13)

Untuk Tiang Tekan Hidrolis baja profil:

𝑄𝑢 = 4.𝑁𝑏 .𝐴𝑏 +1

100𝑁 𝐴𝑠 (2.14)

Keterangan:

Qu = Kapasitas Ultimate Tiang Tekan Hidrolis (ton).

27

Nb = Nilai N dari uji SPT pada tanah di sekitar dasar Tiang Tekan

Hidrolis.

As = Luas selimut Tiang Tekan Hidrolis (ft2) dengan 1ft = 30,48 cm.

Ab = Luas penampang Tiang Tekan Hidrolis (ft2).

Nilai maksimum 𝑁 /50 dari suku ke-2 pada Persamaan (2.13) dan (2.14), yaitu

suku Persamaan yang menyatakan tahan gesek dinding Tiang Tekan Hidrolis,

disarankan sebesar 1.0 ton/ft2 (1.08 kg/m

2 = 107 kN/m

2) untuk Persamaan (2.13).

Kedua Persamaan di atas telah digunakan dengan aman untuk perancangan Tiang

Tekan Hidrolis pada lempung kaku (Bromham dan Styles, 1971).

Pada penelitian selanjutnya, Meyerhoff (1976) mengusulkan Persamaan untuk

menghitung tahanan ujung tiang:

𝑄𝑏 = 𝐴𝑕 38 𝑁 𝐿𝑏𝐷 ≤ 380 𝑁 𝐴𝑏 𝑘𝑁 (2.15)

Dengan 𝑁 adalah nilai N rata-rata yang dihitung dari 8D di atas dasar Tiang

Tekan Hidrolis sampai 4D di bawah dasar Tiang Tekan Hidrolis, sedangkan Lb/D

adalah rasio kedalaman yang nilainya kurang dari L/D bila tanahnya berlapis-lapis

(Meyerhoff, 1976) (D = Diameter Tiang Tekan Hidrolis).

Berdasarkan Metode Meyerhoff (1976), cara untuk menghitung daya dukung

ujung dan selimut pondasi Tiang Tekan Hidrolis adalah sebagai berikut:

A. Tanah Non Kohesif

Daya dukung ujung Tiang Tekan Hidrolis (Qp) dihitung sebesar:

28

𝑄𝑝 = 40 𝑥 𝑁 − 𝑆𝑃𝑇 𝑥𝐴𝑝 < 400 𝑥 𝑁 − 𝑆𝑃𝑇𝑎𝑣 𝑥 𝐴𝑝 (2.16)

𝑁 − 𝑆𝑃𝑇𝑎𝑣 =𝑁1 + 𝑁2

2 𝑀𝑒𝑦𝑒𝑟𝑕𝑜𝑓𝑓 (2.17)

Keterangan:

Qp = Tahanan ujung tiang (kN).

Ap = Luas penampang tiang (m2).

Lb = Panjang penetrasi tiang (m).

N1 = Harga N rata-rata dari dasar ke 10D ke atas.

N2 = Harga N rata-rata dari dasar ke 4D ke bawah.

Sedangkan besar tahanan selimut Tiang Tekan Hidrolis (Qs) dihitung

sebesar:

𝑄𝑠 = 2 𝑥 𝑁 − 𝑆𝑃𝑇 𝑥 𝑝 𝑥 𝐿𝑖 (2.18)

Keterangan:

p = Keliling tiang (m).

Li = Panjang atau tebal lapisan tanah (m).

B. Tanah kohesif

Daya dukung ujung Tiang Tekan Hidrolis (Qp) dihitung sebesar:

29

𝑄𝑏 = 9 𝑥 𝑐𝑢𝑥𝐴𝑝 (2.19)

𝑐𝑢 =2

3𝑥 𝑁 − 𝑆𝑃𝑇 𝑥 10 (2.20)

Sedangkan besar tahanan selimut Tiang Tekan Hidrolis (Qs) dihitung

sebesar:

𝑄𝑠 = 𝛼 𝑥 𝑐𝑢𝑥 𝑝 𝑥 𝐿𝑖 (2.21)

Keterangan: α = Faktor adhesi antara tanah dan tiang (kN/m2).

cu = Kohesi undrained (kN/m2).

Nilai Faktor Adhesi dapat diperoleh dari Grafik pada Gambar 2.1.

Gambar 2.1. Faktor Adhesi untuk Tiang Pancang dalam Tanah Lempung

(Mc Clellend, 1974)

Untuk mendapatkan nilai Nq* dapat menggunakan Grafik pada Gambar 2.2.

30

Gambar 2.2. Hubungan antara Sudut Geser Dalam Tanah dengan Nq*

2.6. Daya Dukung Tiang Tekan Hidrolis Dengan Data Pembebanan (Loading

Test)

Pengujian pembebanan dimaksudkan untuk mengetahui hubungan antara beban

dengan penurunan pondasi akibat pembebanan (beban rencana, beban Testing, dan

penurunan tetap setelah beban dipindahkan). Besar daya dukung Tiang Tekan

Hidrolis berdasarkan hasil uji pembebanan dapat diketahui langsung pada saat

pengujian beban.

Loading Test biasa disebut juga dengan uji pembebanan statik aksial (Static

axial Loading Test). Cara yang paling dapat diandalkan untuk menguji daya dukung

pondasi tiang adalah dengan uji pembebanan statik.

31

Tujuan dilakukan pengujian pembebanan vertikal tekan (compressive Loading

Test) terhadap pondasi tiang adalah sebagai berikut:

1. Untuk mengetahui hubungan antara beban dengan penurunan pondasi akibat

beban rencana.

2. Untuk menguji tanah di bawah pondasi agar mampu memikul beban rencana

dan membuktikan bahwa dalam pelaksanaan pemancangan tidak terjadi

kegagalan.

3. Untuk menentukan daya dukung yang sebenarnya sebagai kontrol terhadap

hasil perhitungan berdasarkan formula statis maupun dinamis.

4. Untuk mengetahui tingkat elastisitas tanah, mutu beton dan mutu besi beton

(Wesley,1997).

Uji pembebanan biasanya diperlukan untuk kondisi-kondisi sebagai berikut:

1. Perhitungan analitis tidak memungkinkan untuk dilakukan karena

keterbatasan informasi mengenai detail dan geometri struktur.

2. Besar beban rencana yang tergolong sangat besar khususnya pada bangunan

bertingkat tinggi.

3. Kinerja struktur yang sudah menurun karena adanya penurunan kualitas

bahan, akibat serangan zat kimia, ataupun karena adanya kerusakan fisik

yang dialami bagian-bagian struktur, akibat kebakaran, gempa, pembebanan

yang berlebihan, dan lain-lain.

4. Struktur direncanakan dengan metode-metode yang tidak lazim, sehingga

menimbulkan kekhawatiran mengenai tingkat keamanan struktur.

32

5. Perubahan fungsi struktur, sehingga menimbulkan pembebanan tambahan

yang belum diperhitungkan dalam perencanaan.

6. Kekhawatiran atas rendahnya mutu pelaksanaan ataupun resiko dalam

kesalahan perhitungan dalam perencanaan yang tidak terdeteksi.

Para praktisi dan peneliti sudah menggunakan banyak metode pengujian beban

tiang seperti dimuat dalam berbagai literatur dan jurnal. Dari sekian banyak metode

pengujian beban tiang, ada 4 (empat) jenis metode pengujian yang diidentifikasi

sebagai metode pengujian beban dasar, yaitu:

1. Slow Maintaned Load Test Method (SM Test).

2. Quick Maintaned Load Test Method (QM Test).

3. Constant Rate of Penetration Test Method (CRP Test).

4. Swedish Cyclic Test Method (SC Test).

2.6.1. Slow Maintaned Load Test Method (SM Test)

Metode pengujian ini disarankan oleh ASTM D1143-81 (1989), yang

terdiri dari langkah-langkah sebagai berikut:

1. Bebani Tiang Tekan Hidrolis dengan delapan tahap penambahan

pembebanan, yaitu 25%, 50%, 75%, 100%, 125%, 150%, 175%, dan

200% hingga 200% dari beban rencana.

2. Pertahankan setiap penambahan pembebanan hingga rata-rata

penurunan berkurang sebesar 0,01 in/h (0,25 mm/h) tapi tidak lebih

dari 2h (h = jam).

3. Pertahankan beban 200% selama 24 jam.

33

4. Setelah waktu holding tercapai, ganti beban dengan pengurangan 25%

dengan waktu 1 jam di antara jeda pengurangan beban.

5. Setelah beban bekerja dan diganti, seperti di atas, bebani kembali

Tiang Tekan Hidrolis dengan tes pembebanan dengan penambahan

50% beban rencana, berikan waktu 20 menit diantara penambahan

beban.

6. Kemudian tambah penambahan beban sebesar 10% dari beban rencana

sampai runtuh, dan berikan juga waktu 20 menit diantara penambahan

beban.

Metode pengujian ini umumnya dipertimbangkan sebagai metode

pengujian standard ASTM dan secara umum digunakan pada pengujian

lapangan untuk memasang Tiang Tekan Hidrolis dan spesifikasi tertulis.

Kelemahan utama dari pengujian ini adalah dalam hal waktu yang terpakai,

misalnya suatu jenis periode pengujian memakan waktu 40 sampai 70 jam atau

lebih.

2.6.2. Quick Maintaned Load Test Method (QM Test)

Metode pengujian ini direkomendasikan oleh New York State Department

of Transportation, The Federal Highway Administration, dan ASTM 1143-81

(Opsional), yang terdiri dari langkah-langkah sebagai berikut:

1. Bebani Tiang Tekan Hidrolis dalam 20 tahap penambahan beban

sampai 300% dari beban rencana atau setiap penambahan beban

sebesar 15% dari beban rencana.

34

2. Pertahankan setiap pembebanan dengan periode 5 menit dengan

pembacaan setiap 2,5 menit.

3. Tambah penambahan pembebanan hingga jacking berlanjut

dibutuhkan untuk menjaga beban uji atau beban uji tercapai.

4. Setelah interval 5 menit, ganti seluruh beban dari Tiang Tekan Hidrolis

ke dalam 4 tahap pengurangan beban yang sama dengan waktu antara

selama 5 menit.

Metode pengujian ini berlangsung cepat dan ekonomis. Waktu tipikal

untuk pengujian ini selama 3 sampai 5 jam. Metode pengujian ini mewakili

lebih banyak kondisi Undrained. Metode ini tidak dapat digunakan untuk

memperkirakan penurunan karena termasuk metode cepat.

2.6.3. Constant Rate of Penetration Test Method (CRP Test)

Metode ini direkomendasikan oleh Swedish Pile Commission, New York

State Department of Transportation, dan ASTM D1143-81 (Opsional).

Langkah-langkah utama CRP Test adalah sebagai berikut:

1. Kepala Tiang Tekan Hidrolis diperkuat untuk menerima penurunan

0,05 in/menit (1,25 mm/menit).

2. Gaya yang dibutuhkan untuk mencapai penetrasi rata-rata dicatat.

3. Pengujian dilakukan sampai total penetrasi 2 sampai 3 inchi (50

sampai 75 mm).

35

Keuntungan utama dari metode ini adalah bahwa waktu 2 sampai 3 jam

sangat singkat dan ekonomis. Metode ini cocok untuk friction piles tetapi tidak

cocok untuk end-bearing piles karena persyaratan gaya yang besar untuk

menghasilkan penetrasi melewati lapisan tanah keras.

2.6.4. Swedish Cyclic Test Method (SC Test)

Metode ini disarankan oleh Swedish Pile Commission dan terdiri dari

langkah-langkah sebagai berikut:

1. Bebani Tiang Tekan Hidrolis hingga satu-tiga dari beban rencana.

2. Hilangkan beban (unloading) hingga satu-enam dari beban rencana.

Ulangi siklus loading dan unloading 20 kali.

3. Tingkatkan beban sampai 50% lebih tinggi dari item (a) dan kemudian

ulangi seperti item (b).

4. Lanjutkan sampai keruntuhan terjadi.

Metode ini adalah waktu terpakai, dan perubahan siklus perilaku Tiang

Tekan Hidrolis sehingga Tiang Tekan Hidrolis berbeda dibandingkan Tiang

Tekan Hidrolis aslinya. Hal itu hanya disarankan untuk proyek-proyek khusus

Keterangan pembebanan siklik menjadi hal yang utama.

Seperti terlihat pada Gambar 2.3, SM Test dan SC Test merupakan tes

paling lambat dan CRP Test adalah tes yang paling cepat. Gambar 2.4

membandingkan perilaku beban – penurunan untuk keempat jenis tes tersebut

di atas. Gambar tersebut menunjukkan bahwa bentuk kurva beban – penurunan

36

dengan metode CRP Test dengan baik terdefenisikan dan sesuai dengan kurva

beban terhadap penurunan pada QM Test sebelum keruntuhan tercapai. Metode

SM Test umumnya digunakan di Amerika Utara karena sederhana, banyak

engineer yang familiar dengan metode ini, interpretasinya berdasarkan atas

penurunan kotor dan penurunan bersih dapat dibuat dengan mudah, dan

memberikan estimasi yang kasar untuk penurunan Tiang Tekan Hidrolis yang

diharapkan di bawah beban kerja. Interpretasi beban runtuh dari kurva beban –

penurunan diperoleh dari tes pembebanan akan didiskusikan pada subbab 2.9.

Untuk lebih jelasnya, perbandingan waktu yang dibutuhkan pada 4

metode pengujian Loading Test dapat dilihat pada Gambar 2.3. Skala satuan

waktu yang digunakan adalah jam, sedangkan beban (load) dalam satuan ton.

Gambar 2.3. Perbandingan Waktu Yang Dibutuhkan Pada 4 Metode Pengujian

(Fellenius, 1975)

37

Perilaku penurunan (movement) yang terjadi terhadap beban (load)

yang diberikan pada 4 metode Loading Test dapat dilihat pada Gambar 2.4.

Gambar 2.4. Perbandingan Perilaku Beban – Penurunan pada 4 Metode

Pengujian (Fellenius, 1975)

Dalam penelitian tesis ini, pelaksanaan Loading Test menggunakan

Metode Slow Maintaned Load Test Method dengan alat Jacking Pile System

kapasitas 300 ton, yang dilaksanakan dengan menggunakan beban berat sendiri

alat jacking pile ditambah counterweight dengan berat total 420 ton. Test ini

menggunakan 1 unit main beam dengan dimemsi 2 buah (750x300x11x18x50),

1 buah hydraulic jack kapasitas 500 ton dan 6 (enam) buah dial gauge untuk

mengukur penurunan (settlement) dan pergeseran.

38

Pembebanan berjalan setelah dilakukan pemompaan terhadap hydraulic

jack kapasitas 500 ton. Hydraulic Jack menekan main beam, beban diteruskan

ke berat sendiri unit jacking pile, sehingga aksi dari tekanan hydraulic jack

menimbulkan reaksi berupa gaya tekan ke bawah. Gaya tekan ke bawah ini

mengakibatkan penurunan tiang (settlement). Penurunan tiang yang terjadi

akibat reaksi tersebut diukur melalui 4 (empat) buah dial gauge pada balok

reference beam yang dipasang dengan kokoh.

Peralatan yang digunakan dalam pengujian pembebanan (Loading Test) ini

antara lain:

1. HYDRAULIC JACK.

a. Type : CLR 500.

b. Kapasitas : 500 ton.

c. Diameter Ram : 13,307 inch.

d. Merk : Enerpac.

e. Jumlah : 1 (satu) unit.

2. POMPA HYDRAULIC.

a. Kapasitas : 10.000 psi.

b. Model : P-464.

c. Merk : Enerpac.

d. Jumlah : 1 (satu) unit.

3. DIAL GAUGE

a. Type : 3058 E.

b. Kapasitas : 0,01 mm – 50 mm.

39

c. Ketelitian : 0,01 mm.

d. Merk : Mitutoyo.

e. Jumlah : 6 (enam) unit.

4. PRESSURE GAUGE.

a. Kapasitas / Div : 10.000 / 200 psi.

b. Type / No. Seri : 014079332/CL.1,0/Type 2.

c. Merk : WIKA.

d. Jumlah : 1 (satu) unit.

Susunan peralatan pada pelaksanaan pengujian pembebanan (Loading

Test) dapat dilihat pada Gambar 2.5 dan Gambar 2.6.

Gambar 2.5. Gambar Static Axial Compression Test Kapasitas 300 ton (200%)

40

Gambar 2.6. Denah Static Axial Compression Test Kapasitas 300 ton (200%)

2.6.5. Prosedur Pengujian

Prosedur pengujian pembebanan aksial compression kapasitas 300 ton

dilaksanakan sesuai dengan ASTM D1143-81, “Standard Test Method for Piles

Under Static Axial Compressive Loads”, Section 5.2, “Cyclic Loading

Procedures”.

Prosedur pengujiannya adalah sebagai berikut:

1. Bebani tiang sampai 200% dari beban rencana dengan pertambahan

yang sama yaitu: 0%, 25%, 50%, 75%, 125%, 150%, 175%, 200%.

2. Pertahankan penambahan pembebanan hingga kecepatan penurunan

tidak lebih dari 0,01 in/hari atau 0,25 in/jam, tapi tidak lebih dari 2

(dua) jam.

3. Pertahankan beban 200% hingga 24 jam.

41

4. Sesudah pembebanan pada massa tersebut beban dikurangkan 25%

dengan selang 1 jam untuk tiap pengurangan.

5. Sesudah beban dipasang dan dikurangi seperti di atas, bebani kembali

tiang pada pengujian dengan kenaikan 50% dari beban rencana yang

diizinkan, 20 menit tiap penambahan beban.

6. Tambahkan beban tiap 10% dari beban rencana sampai keruntuhan

dengan selang penambahan 20 menit.

Percobaan pembebanan lain dapat menggunakan 2 (tipe) sebagai berikut:

a. Percobaan yang dibagi atas 4 (empat) cycle dengan pembebanan setiap

cycle adalah sebagai berikut:

I. 0% - 25% - 50% - 25% - 0%

II. 0% - 50% - 75% - 100% - 75% - 50% - 0%

III. 0% - 50% - 125% - 150% - 125% - 50% - 0%

IV. 0% - 50% - 100% - 150% - 175% - 200% - 150% - 100% - 50%

- 0%

b. Percobaan dengan 1 (satu) cycle Keterangan pembebanan diberikan

sebagai berikut:

I. 0% - 100% - 133% - 166% - 200% - 166% - 133% - 100% - 0%

42

2.6.6. Prosedur Pengukuran Penurunan Tiang Tekan Hidrolis

Lokasi yang diamati pada pengukuran penurunan Tiang Tekan Hidrolis

ialah pada kepala Tiang Tekan Hidrolisnya. Pembacaan dapat dilakukan pada

lempeng pengujian dengan cara sebagai berikut:

1. Lakukan pembacaan terhadap waktu, beban penurunan dan catat

semua sebelum dan sesudah dilakukannya penambahan atau

pengurangan beban.

2. Selama pembacaan pastikan tiang tidak runtuh, lakukan pembacaan

tambahan dan catat hasil pembacaan pada interval tidak lebih dari 10

menit selama setengah jam atau 20 menit sesudah tiap penambahan

beban.

3. Sesudah beban puncak dibebankan, pastikan bahwa tiang tidak runtuh.

Lakukan pembacaan pada interval tidak lebih dari 20 menit pada 2 jam

pertama, tidak lebih dari 1 jam pada 10 jam berikutnya dan tidak lebih

dari 2 jam untuk 12 jam berikutnya.

4. Jika terjadi keruntuhan tiang, segera lakukan pembacaan sebelum

beban pertama dikurangi. Selama pengurangan beban, lakukan

pembacaan dan catat dengan interval tidak lebih dari 20 menit.

5. Lakukan pembacaan akhir 12 jam sesudah beban dipindahkan.

6. Besar beban (dalam ton) dan lama pembebanan serta waktu

pembacaan penurunan dimuat dalam Tabel jadwal Loading Test.

43

Beban runtuh Ultimate suatu tiang didefenisikan sebagai beban saat tiang

tersebut amblas atau penurunan terjadi dengan cepatnya di bawah tekanan

beban. Defenisi keruntuhan lain menganggap batas penurunan dapat berubah-

ubah, misalnya saat tiang dianggap sudah runtuh ketika bergerak 10% dari

diameter ujung atau penurunan kotor 1,50 inchi (38 mm) dan penurunan bersih

0,75 inchi (19 mm) terjadi di bawah 2 kali beban rencana.

2.7. Perencanaan Daya Dukung Tiang Tekan Hidrolis Menurut Hasil SPT

Dari data SPT (N-Value) daya dukung Tiang Tekan Hidrolis dapat

direncanakan dan dihitung. Tesis ini menggunakan metode Meyerhoff (1976) untuk

menghitung daya dukung Tiang Tekan Hidrolis. Metode ini banyak digunakan untuk

merencanakan daya dukung Tiang Tekan Hidrolis dan menentukan daya dukung

tiang izinnya dengan menggunakan rumus sebagai berikut:

𝑃 = 𝑚 𝑁𝑎 𝐴𝑐

3+ 𝑛𝑁 𝐴𝑠

5 (2.22)

Keterangan:

P = Daya dukung tiang izin (ton).

m = Koefisien perlawanan ujung.

n = Koefisien perlawanan geser tiang.

Ac = Luas penampang tiang (cm2).

N1 = Nilai N-SPT pada ujung tiang.

44

N2 = Nilai N-SPT dari ujung tiang hingga 4 kali diameter di atas ujung

tiang.

Na = Nilai N-SPT pada elevasi dasar tiang.

Na = ½ (N1 + N2) ≤ 40 (2.23)

3 dan 5 = Faktor keamanan tergantung pada jenis pondasi.

As = Luas tiang pada interval kedalaman.

Untuk menentukan nilai koefisien perlawanan ujung tiang (m) dan koefisien

perlawanan gesek tiang (n) dapat dilihat pada Tabel 2.6.

Tabel 2. 6. Harga m dan n untuk Persamaan Meyerhoff

2.8. Perencanaan Daya Dukung Tiang Tekan Hidrolis Menurut Hasil Sondir

Data hasil pengujian Sondir juga dapat digunakan untuk menghitung daya

dukung Tiang Tekan Hidrolis. Perencanaan pondasi Tiang Tekan Hidrolis dengan

NO. JENIS TANAH JENIS TIANG m n BATASAN

Meyerhoff (1976)

Pasiran Pondasi dalam 40 0.2

Lempungan 0.5

Okahara (1992) 0.2 ≤ 10 t/m2

PasiranTiang tekan hidrolis cor di tempat

“inner digging ”40 0.5 ≤ 20 t/m

2

0.1 ≤ 5 t/m2

1 ≤ 15 t/m2

Tiang tekan hidrolis cor di tempat

“inner digging ”12 - -

Kohesif 0.5 ≤ 0.1 t/m2

Takahashi (1992)

Pasiran Tiang tekan hidrolis 30 0.2

1

2

3

45

menggunakan hasil Sondir ini dilakukan dengan metode langsung dengan rumus yang

diperkenalkan Meyerhoff (1976) sebagai berikut:

𝑄𝑢 = 𝑞𝑐 𝑥 𝐴𝑝 + 𝐽𝐻𝐿 𝑥 𝐾𝐻 (2.24)

𝑄𝑖𝑧𝑖𝑛 = 𝑞𝑐 𝑥 𝐴𝑝

3+𝐽𝐻𝐿 𝑥 𝐾𝐻

5 (2.25)

Keterangan:

Qu = Kapasitas daya dukung Tiang Tekan Hidrolis tunggal.

qp = Tahanan ujung Sondir.

qc = Tahanan ujung Sondir terkoreksi.

qp = qc menurut Meyerhoff dapat diambil untuk keperluan praktis.

JHL = Jumlah hambatan lekat.

KH = Keliling Tiang Tekan Hidrolis.

Ap = Luas penampang tiang.

3 dan 5 = Faktor keamanan.

2.9. Interpretasi Hasil Uji Pembebanan (Loading Test)

Umumnya data uji pembebanan diplotkan dengan beban sebagai absis dan

penurunan sebagai ordinat. Data yang berupa titik ini kemudian digunakan untuk

membuat perkiraan beban runtuh sehingga kapasitas yang diizinkan dapat dihitung.

46

Beban runtuh Ultimate suatu Tiang Tekan Hidrolis didefenisikan sebagai beban

saat tiang tersebut amblas atau penurunan terjadi dengan cepatnya di bawah tekanan

beban. Defenisi keruntuhan lain menganggap batas penurunan kotor 1,50 inchi (38

mm) dan penurunan bersih 0,75 inchi (19 mm) terjadi di bawah 2 kali beban rencana.

Banyak ahli teknik mendefenisikan beban runtuh adalah titik potong dari garis

singgung awal kurva (penurunan vs beban) dengan garis singgung atau perluasan

bagian akhir dari kurva. Ada beberapa metode interpretasi data Loading Test yang

dibahas dalam tesis ini antara lain:

1. Metode Davisson (1972).

2. Metode Chin (1970, 1971).

3. Metode Mazurkiewicz (1972).

2.9.1. Metode Davisson (1972)

Langkah-langkah untuk mendapatkan daya dukung ultimate dengan

metode Davisson terdiri dari langkah-langkah sebagai berikut:

1. Gambar kurva beban vs penurunan seperti ditunjukkan pada Gambar

2.7.

2. Dapatkan penurunan elastis, ∆ = (Qva)L/AE dari Tiang Tekan Hidrolis,

Keterangan Qva adalah beban kerja, L adalah panjang Tiang Tekan

Hidrolis, A adalah luas penampang Tiang Tekan Hidrolis, dan E

adalah modulus elastisitas bahan Tiang Tekan Hidrolis.

47

3. Gambar garis OA menurut Persamaan penurunan elastis (∆) seperti

yang didefenisikan pada point b. Gambar sebuah garis BC sejajar

dengan garis OA pada suatu jarak x Keterangan x = 0,15 + D/120 in,

(D = diameter Tiang Tekan Hidrolis dalam satuan inchi).

4. Daya dukung ultimate adalah perpotongan antara garis BC dengan

kurva Beban-Penurunan seperti tertulis di point c.

Metode ini sejatinya direkomendasikan untuk driven piles, dan lebih

cocok digunakan untuk metode QM Test. Keuntungan utama dari metode ini

adalah batas garis BC dapat digambarkan sebelum pengujian dilakukan.

Adapun hal itu dapat digunakan seperti kriteria penerimaan untuk proof-Tested

contract pile. Untuk lebih jelasnya, prosedur metode Davisson dapat diihat

pada Gambar 2.7.

Gambar 2. 7. Grafik Persamaan Pada Metode Davisson

48

2.9.2. Metode Chin (1970, 1971)

Metode Chin ditunjukkan pada Gambar 2.8 dengan langkah-langkah

sebagai berikut:

1. Gambar grafik ∆/Qva vs ∆, Keterangan ∆ adalah penurunan dan Qva

adalah beban kerja.

2. Daya dukung Ultimate (Qv)ult kemudian sama dengan 1/C1. Gambar

2.8 menjelaskan semua hal ini. Hubungan ini diberikan dalam gambar

ini mengasumsikan bahwa kurva beban terhadap penurunan mendekati

kurva hiperbolik.

Interpretasi daya dukung Ultimate dalam metode ini diaplikasikan dalam

QM dan SM Test, menyediakan peningkatan waktu yang konstan yang dipakai

selama pengujian. Pemilihan garis lurus dari titik-titik seharusnya dapat

dipahami bahwa titik-titik data tidak muncul ke bawah pada garis lurus hingga

pengujian pembebanan melewati nilai batas Davisson. Metode ini tidak

menyediakan nilai keruntuhan yang sesuai kenyataan untuk pengujian-

pengujian yang mengikuti metode standard ASTM karena pengujian itu tidak

mempunyai peningkatan beban waktu yang konstan.

Untuk lebih jelasnya, prosedur metode Chin secara grafis dapat dilihat

pada Gambar 2.8.

49

Gambar 2. 8. Grafik Persamaan Pada Metode Chin

2.9.3. Metode Mazurkiewicz (1972)

Sebagaimana ditunjukkan pada Gambar 2.9, adapun langkah-langkah

perhitungan daya dukung Tiang Tekan Hidrolis dengan metode ini adalah

sebagai berikut:

1. Plot kurva beban terhadap penurunan.

2. Pilih suatu tahap penurunan kepala Tiang Tekan Hidrolis dan gambar

garis vertikal yang memotong kurva. Kemudian gambar garis

horizontal dari titik perpotongan tersebut pada kurva hingga memotong

sumbu beban.

3. Dari perpotongan setiap beban, gambar garis yang membentuk sudut

45˚ hingga memotong garis beban berikutnya.

50

4. Perpotongan-perpotongan ini akan membentuk suatu garis lurus. Titik

yang diperoleh oleh perpotongan dari perpanjangan garis ini pada

sumbu beban (vertikal) adalah beban runtuh.

Metode ini mengasumsikan bahwa kurva beban terhadap penurunan

mendekati kurva parabolik. Nilai beban runtuh diperoleh dengan metode ini

seharusnya bagaimanapun memenuhi 80% kriteria. Lebih jauh lagi, semua

perpotongan garis-garis ini tidak selalu membentuk garis lurus. Bagaimanapun,

beberapa penegasan mungkin diperlukan dalam menggambar garis lurus.

Gambar 2.9. menunjukkan contoh prosedur bagaimana interpretasi hasil

Loading Test dengan metode Mazurkiewicz digunakan.

Gambar 2.9. Grafik Persamaan Pada Metode Mazurkiewicz

51

2.10. Daya Dukung Aksial Tiang Tekan Hidrolis Berdasarkan Kekuatan Bahan

Selain berdasarkan hasil pengujian tanah (Soil Investigation) yang telah dibahas

sebelumnya, kapasitas daya dukung aksial tiang juga perlu diuji berdasarkan kekuatan

dari bahan tiang yang dipergunakan. Adapun kapasitas daya dukung berdasarkan

kekuatan bahan tiang dapat diperoleh dari Persamaan berikut ini:

𝑃𝑇𝑖𝑎𝑛𝑔 = 𝜎𝑏 .𝐴𝑇𝑖𝑎𝑛𝑔 (2.26)

Keterangan:

Ptiang = Daya dukung tiang yang diizinkan (kN).

ζb = Kuat tekan beton yang diizinkan (kN/m2).

Atiang = Luas Penampang Tiang Tekan Hidrolis (m2).

2.11. Penurunan Tiang Tekan Hidrolis

Penurunan pada pondasi Tiang Tekan Hidrolis dapat dikaji dari 2 komponen,

yaitu: penurunan elastis dan penurunan konsolidasi. Penurunan elastis tergantung dari

sifat elastis tanah dan Tiang Tekan Hidrolis itu sendiri. Dalam perhitungan, perlu

dibedakan antara penurunan tiang tunggal dengan penurunan tiang kelompok.

Penurunan pada tiang kelompok bergantung dari penurunan tiang tunggal. Penurunan

total pondasi Tiang Tekan Hidrolis merupakan penjumlahan dari penurunan elastis

tiang dengan penurunan konsolidasi tiang.

52

2.11.1. Penurunan Elastis Tiang Tekan Hidrolis Tunggal

Penurunan Tiang Tekan Hidrolis akibat beban vertikal Qw dapat

dihitung dengan rumus:

S = S1 + S2 + S3 (2.27)

Keterangan:

S = Penurunan tiang total.

S1 = Penurunan batang tiang.

S2 = Penurunan tiang akibat beban titik.

S3 = Penurunan tiang akibat beban yang tersalur sepanjang batang.

Berikut adalah langkah-langkah dalam menentukan ketiga faktor

penurunan di atas yaitu:

a. Menentukan S1

Jika diasumsikan bahan tiang adalah elastis, maka deformasi batang

tiang dapat dihitung dengan rumus berikut:

𝑆1 = 𝑄𝑤𝑝 + 𝜉 𝑄𝑤𝑠 𝐿

𝐴𝑝𝐸𝑝 (2.28)

Keterangan:

Qwp = Beban yang dipikul ujung tiang di bawah kondisi beban

kerja.

53

Qws = Beban yang dipikul selimut tiang di bawah kondisi beban

kerja.

Ap = Luas penampang tiang.

L = Panjang tiang.

Ep = Modulus Young bahan tiang.

Besarnya ξ bergantung pada sifat distribusi tahanan selimut

sepanjang batang tiang. Jika distribusi f adalah seragam atau parabola,

seperti ditunjukkan pada Gambar 2.10, pada (a) dan (b) besar ξ adalah

0.5. Namun untuk distribusi f dalam bentuk segitiga, Gambar 2.10 (c)

nilai ξ sekitar 0.67 (Vesic, 1977).

Bentuk distribusi tahanan selimut sepanjang tiang tekan hidrolis

ditampilkan pada Gambar 2.10. Tampak bahwa ada 3 jenis distribusi

tahanan selimut tiang tekan hidrolis.

Gambar 2.10. Jenis Distribusi Tahanan Selimut Tiang Tekan Hidrolis

Tunggal

54

b. Menentukan S2

Penurunan Tiang Tekan Hidrolis akibat beban pada ujung tiang

dapat dinyatakan dalam bentuk yang sama dengan penurunan pada

pondasi dangkal. Rumusnya adalah sebagai berikut:

𝑆2 = 𝑞𝑤𝑝𝐷

𝐸𝑠 1− 𝜇𝑠

2 𝐼𝑤𝑝 (2.29)

𝑞𝑤𝑝 = 𝑄𝑤𝑝

𝐴𝑝 (2.30)

Keterangan:

D = Lebar atau diameter Tiang Tekan Hidrolis.

qwp = Beban titik per satuan luas ujung tiang.

Es = Modulus Young tanah.

μs = Angka Poisson tanah.

Iwp = Faktor pengaruh.

Untuk tujuan praktis, Iwp dapat ditentukan sama dengan αr

sebagaimana digunakan pada penurunan elastis pondasi dangkal. Jika

tidak ada hasil laboratorium, maka nilai Modulus Young dan angka

Poisson dapat diperoleh dari korelasi sebagaimana terlihat pada Tabel

2.7. Nilai kedua parameter tersebut tergantung pada jenis tanah dan

konsistensi tanah.

55

Tabel 2. 7. Parameter Elastis Tanah (Meyerhoff, 1956)

Vesic (1977) juga mengajukan suatu metode semi empiris untuk

menentukan besarnya penurunan S2. Metode itu dapat dinyatakan

dengan rumus berikut:

𝑆2 =𝑄𝑤𝑝 .𝐶𝑝

𝐷. 𝑞𝑝 (2.31)

Keterangan: qp = Tahanan ujung batas tiang.

Cp = Koefisien empiris.

Nilai Cp pada berbagai jenis tanah ditampilkan pada Tabel 2.8.

Tabel 2. 8. Nilai Tipikal Cp (dari Design of Pile Foundation by A.S.

Vesic, 1977)

56

c. Menentukan S3

Penurunan tiang yang diakibatkan oleh pembebanan pada selimut

tiang dapat dihitung dengan rumus sebagai berikut:

𝑆3 = 𝑄𝑤𝑠

𝑝𝐿 𝐷

𝐸𝑠 1− 𝜇𝑠

2 𝐼𝑤𝑠 (2.32)

Keterangan:

p = Keliling tiang.

L = Panjang tiang yang tertanam.

Iws = Faktor pengaruh.

Perlu dicatat bahwa suku Qws / pL pada Persamaan di atas adalah

nilai rata-rata f di sepanjang batang tiang. Faktor pengaruh Iws dapat

dinyatakan dengan sebuah hubungan empiris yang sederhana sebagai

(Vesic, 1977).

𝐼𝑤𝑠 = 2 + 0.35 𝐿

𝐷 (2.33)

Vesic (1977) juga mengajukan sebuah hubungan empiris sederhana

untuk menentukan S3 sebagai berikut:

𝑆3 =𝑄𝑤𝑠𝐶𝑠𝐿𝑞𝑝

(2.34)

Keterangan:

57

Cs = Sebuah konstanta empiris.

𝐶𝑠 = 0.93 + 0.16 𝐿

𝐷 𝐶𝑝 (2.35)

Nilai Cp dapat diperoleh dari Tabel 2.8.

2.11.2. Penurunan Elastis Kelompok Tiang

Beberapa penyelidikan tentang penurunan tiang kelompok yang telah

dipublikasikan dalam literatur memiliki hasil yang sangat beragam. Hubungan

yang paling sederhana untuk penurunan tiang kelompok diberikan oleh Vesic

(1969) sebagai berikut:

𝑆𝑔(𝑒) = 𝑠 𝐵𝑔

𝐷 (2.36)

Keterangan:

Sg(e) = Penurunan elastik tiang kelompok.

Bg = Lebar tiang kelompok.

D = Diameter satu tiang dalam kelompok.

s = Penurunan elastik tiang tunggal.

Untuk tiang kelompok di dalam pasir atau kerikil, Meyerhoff (1976)

menggagas hubungan empiris berikut untuk penurunan elastik.

58

𝑆𝑔 𝑒 𝑚𝑚 = 0.92 𝑞 𝐵𝑔𝐼

𝑁𝑐𝑜𝑟𝑟 (2.37)

𝑞 𝑘𝑁

𝑚2 =

𝑄𝑔

𝐿𝑔𝐵𝑔 (2.38)

𝐼 = 1 −𝐿

8𝐵𝑔≥ 0.5 (2.39)

Keterangan:

Lg dan Bg = Panjang dan lebar tiang kelompok.

Ncorr = N-SPT koreksi rata-rata dalam daerah penurunan

(≈ sedalam Bg di bawah Ujung tiang).

I = Faktor pengaruh.

L = Panjang tiang yang tertanam.

Dengan cara yang sama, penurunan tiang kelompok dapat

dihubungkan juga dengan CPT sebagai berikut:

𝑆𝑔(𝑒) = 𝑞𝐵𝑔𝐼

2𝑞𝑐 (2.40)

Keterangan:

qc = Nilai CPT rata-rata pada daerah penurunan.

Dalam Persamaan (2.40) semua simbol harus dalam satuan yang sesuai

atau seragam.

59

2.11.3. Efisiensi Kelompok Tiang

Efisiensi kelompok tiang sesungguhnya dapat dihitung berdasarkan

jenis tanah, cara pembebanan, dan geometri dari kelompok tiang. Yang dibahas

dalam tesis ini adalah efisiensi geometris, yaitu hanya dihitung berdasarkan

jumlah dan jarak antar tiang dalam satu kelompok. Di dalam banyak

pelaksanaan pondasi, Tiang Tekan Hidrolis digunakan dalam bentuk kelompok

tiang untuk meneruskan beban dari bangunan ke tanah. Gambar 2.11

merupakan gambaran grup tiang tekan hidrolis sebanyak n1 × n2 tiang. Lebar

grup tiang ke arah sumbu Y disimbolkan Bg, sedangkan lebar grup tiang ke arah

sumbu X disimbolkan Lg. Jarak antar tiang disimbolkan d. Secara umum,

defenisi dari efisiensi dalam kelompok tiang pancang atau tiang tekan hidrolis

merupakan suatu kondisi dimana daya dukung kelompok tiang lebih kecil dari

daya dukung tiang tunggal dikalikan dengan jumlah titik tiangnya.

Gambar 2.11. Grup Tiang Tekan Hidrolis (Das, 2011)

60

Jumlah Tiang Tekan Hidrolis dalam grup = n1 × n2

Keterangan: Lg ≥ Bg

Lg = (n1 – 1)d + 2(D/2) (2.41)

Bg = (n2 – 1)d + 2(D/2) (2.42)

Efisiensi dari load-bearing capaCity dari kelompok Tiang Tekan

Hidrolis dapat dirumuskan:

𝜂 = 𝑄𝑔(𝑥)

𝑄𝑥 (2.43)

Keterangan:

η = Efisiensi kelompok tiang.

Qg(x) = Ultimate load-bearing capaCity dari Tiang Tekan Hidrolis

grup.

Q(x) = Ultimate load-bearing capaCity dari Tiang Tekan Hidrolis

tunggal tanpa pengaruh grup.

Banyak praktisi struktur menggunakan analisis yang disederhanakan

untuk memperoleh efisiensi dari grup Tiang Tekan Hidrolis friction, khususnya

di tanah pasir. Berdasarkan jarak antar tiang di dalam grup, Tiang Tekan

Hidrolis dapat berperilaku dengan 2 (dua) cara, yaitu:

1. Sebagai suatu blok dengan dimensi Lg × Bg × L.

2. Sebagai Tiang Tekan Hidrolis tunggal.

61

Sebagai suatu blok, daya dukung dari Tiang Tekan Hidrolis friction

adalah:

𝑓𝑎𝑣𝑝𝑔𝐿 ≈ 𝑄𝑔(𝑥) (2.44)

Keterangan:

pg = Keliling penampang dari blok pondasi = 2(n1 + n2 – 2)d +

4D.

fav = Ketahanan gesekan satuan rata-rata.

Dengan cara yang sama, pada Tiang Tekan Hidrolis yang berperilaku

sebagai individu (tunggal).

𝑄𝑢 = 𝑝𝐿𝑓𝑎𝑣 (2.45)

Keterangan:

p = Keliling penampang masing-masing Tiang Tekan Hidrolis.

𝜂 =𝑄𝑔(𝑥)

𝑄𝑢=𝑓𝑎𝑣 2 𝑛1 + 𝑛2 − 2 𝑑 + 4𝐷 𝐿

𝑛1𝑛2𝑝𝐿𝑓𝑎𝑣

=2 𝑛1 + 𝑛2 − 2 𝑑 + 4𝐷

𝑝𝑛1𝑛2

𝑄𝑔(𝑥) = 2 𝑛1 + 𝑛2 − 2 𝑑 + 4𝐷

𝑝𝑛1𝑛2 𝑄𝑢 (2.46)

Rumus tersebut berlaku untuk friction piles di tanah pasir tanpa End

Bearing CapaCity.

62

Jika jarak pusat tiang ke pusat tiang, d cukup besar, maka η > 1. Dalam

hal ini, tiang berperilaku sebagai Tiang Tekan Hidrolis tunggal. Secara praktis,

jika η < 1. Selengkapnya dapat dilihat pada Tabel 2.9.

𝑄𝑔(𝑥) = 𝜂 𝑄𝑢 (2.47)

Dan jika η ≥ 1, maka : 𝑄𝑔(𝑥) = 𝑄𝑢

Tabel 2. 9. Persamaan Efisiensi Grup dari Tiang Tekan Hidrolis Gesekan

(Friction Piles) (Das, 1998)

Feld (1943) mengajukan suatu metode yang mana kapasitas beban dari

Tiang Tekan Hidrolis tunggal (gesekan) pada suatu grup di tanah pasir dapat

dihitung. Menurut metode ini, daya dukung Ultimate dari suatu tiang dikurangi

seperenambelas (1/16) dari masing-masing diagonal atau barisan tiang.

Berdasarkan pengamatan eksperimental terhadap perilaku kelompok

tiang pada tanah pasir, dapat ditarik kesimpulan sebagai berikut:

1. Untuk Tiang Tekan Hidrolis grup yang ditekan Hidrolis di tanah

pasir dengan d ≥ 3D, Qg(u) dapat diambil dari Σ Qu, Keterangan

termasuk daya dukung ujung dan gesekan dari tiang tunggal.

63

2. Untuk Tiang Tekan Hidrolis grup yang dibor di tanah pasir dengan

jarak konvensional (d≈3D), Qg(u) mungkin dapat diambil antara 2/3

sampai 3/4 kali dari Σ Qu (kapasitas ujung dan gesekan dari Tiang

Tekan Hidrolis tunggal).

Jika grup tiang berada di tanah lempung jenuh, langkah-langkah

perhitungan dapat dilakukan sebagai berikut:

1. Tentukan Σ Qu = n1n2(Qp + Qs), Qp = Ap[9cu(p)] dan Qs = Σ αpcu∆L

2. Tentukan daya dukung Ultimate dengan asumsi bahwa tiang dalam

grup berperilaku sebagai suatu blok pondasi dengan dimensi Lg× Bg

× L.

Daya dukung gesekan dari blok pondasi yaitu:

Σpgcu∆L = Σ 2(Lg + Bg)cu∆L

Daya dukung ujung tiang:

Apqp = Apcu(p)𝑁𝑐∗ = (𝐿𝑔𝐵𝑔)𝑐𝑢(𝑝)𝑁𝑐

∗

Keterangan:

cu(p) = Kohesi undrained tanah lempung pada ujung Tiang Tekan

Hidrolis.

𝑄𝑢 = 𝐿𝑔𝐵𝑔𝑐𝑢(𝑝)𝑁𝑐∗ + 2 𝐿𝑔 + 𝐵𝑔 𝑐𝑢Δ𝐿 (2.48)

3. Bandingkan hasil dari No.1 dan No.2 di atas. Nilai yang lebih

rendah dari kedua nilai tersebut adalah Qg(u).

64

Untuk daya dukung ujung tiang di tanah keras (rock), sebagian besar

peraturan bangunan yang menekankan bahwa Qg(u) = Σ Qu, menyatakan bahwa

jarak minimum pusat ke pusat Tiang Tekan Hidrolis adalah D + 300 mm.

Untuk Tiang Tekan Hidrolis bentuk H dan Tiang Tekan Hidrolis berpenampang

bujur sangkar, besar D sama dengan dimensi diagonal dari penampang Tiang

Tekan Hidrolis.

2.12. Daya Dukung Tiang Akibat Beban Horizontal / Lateral

Selain beban vertikal yang harus dipikul oleh pondasi tiang, akibat dari beban

lateral juga perlu diperhitungkan dalam analisis pondasi Tiang Tekan Hidrolis. Beban

lateral tersebut bisa berupa beban akibat angin, beban gempa, gaya akibat gelombang

pada struktur lepas pantai, maupun akibat tekanan tanah lateral. Broms (1964)

mengembangkan analisis sederhana untuk menghitung daya dukung akibat beban

lateral pada pondasi tiang. Metode perhitungan ini menggunakan teori tekanan tanah

yang disederhanakan dengan menganggap bahwa sepanjang kedalaman tiang, tanah

mencapai nilai Ultimate dengan membedakan antara tiang pendek dan panjang serta

membedakan posisi kepala tiang bebas dan terjepit.

Tiang pendek (short pile) jika D/B < 20, dan tiang panjang (long pile) jika D/B

≥ 20, Keterangan D = kedalaman tiang dan B = diameter tiang.

Kelebihan dari Metode Broms adalah:

1. Dapat digunakan pada tiang panjang dan atau tiang pendek.

2. Dapat digunakan pada kondisi kepala tiang bebas dan atau terjepit.

65

Kekurangan dari Metode Broms adalah:

1. Berlaku hanya untuk lapisan tanah yang homogen, yaitu tanah pasir saja

atau tanah lempung saja.

2. Tidak dapat diterapkan pada tanah berlapis, Keterangan merupakan kondisi

sebenarnya di lapangan.

2.12.1. Daya Dukung Tiang Pendek dengan Kepala Bebas (Free Head)

Yang dimaksud dengan tiang pendek adalah tiang yang perbandingan

antara panjang tiang terhadap diameter tiangnya masih lebih kecil dari 20 yaitu

L/D < 20.

Untuk tiang pendek, pola keruntuhan yang mungkin terjadi dan

distribusi dari tahanan Ultimate tanah ditunjukkan oleh Gambar 2.12.

Gambar 2.12. Pola keruntuhan tiang pendek dengan kepala tiang bebas (Broms,

1964)

66

Pada tanah berbutir kasar atau pasiran, titik rotasi dianggap berada di

dekat ujung tiang, sehingga tegangan yang cukup besar yang bekerja di dekat

ujung (Gambar 2.13 dan 2.14) dapat diganti dengan sebuah gaya terpusat.

Dengan mengambil momen terhadap kaki tiang diperoleh:

𝐻𝑢 =0,5 𝛾 ′𝐿3𝐵 𝐾𝑝

𝑒 + 𝐿 (2.49)

Momen maksimum diperoleh pada kedalaman x0:

𝑥0 = 0,82 𝐻𝑢

𝛾 ′𝐵𝐾𝑝

𝑀𝑚𝑎𝑥 = 𝐻𝑢 𝑒 + 15𝑥0 (2.50)

Gambar 2.13. Reaksi tanah

dan momen lentur tiang

pendek kepala tiang bebas

pada tanah lempung (Broms,

1964)

Gambar 2.14. Reaksi tanah

dan momen lentur tiang

pendek kepala tiang bebas

pada tanah pasir (Broms,

1964)

67

Hubungan di atas dapat dinyatakan dengan gambar yang menggunakan

suku tak berdimensi L/D seperti terlihat pada Gambar 2.15 dan 2.16.

Pada tanah lempung, momen maksimum diberikan untuk dua rentang

kedalaman, yaitu:

𝑀𝑚𝑎𝑥 = 𝐻𝑢 𝑒 + 1,5𝐵 + 0,5𝑥0 untuk 1,5𝐵 + 𝑥0 2.51

𝑀𝑚𝑎𝑥 = 2,25𝐵𝑐𝑢 𝐿 − 𝑥0 2 untuk 𝐿 − 𝑥0 (2.52)

Keterangan harga x0 dinyatakan sebagai berikut:

𝑥0 =𝐻𝑢

9𝑐𝑢𝐵 (2.53)

Solusi perhitungan diberikan pada Gambar 2.15 dan 2.16 Keterangan

dengan mengetahui rasio L/B dan e/B maka akan diperoleh nilai Hu / (cu.B)2,

sehingga Hu dapat dihitung.

Gambar 2.16. Daya dukung

lateral Ultimate tiang

pendek kepala tiang bebas

pada tanah lempung (Broms,

1964)

Gambar 2.15. Daya dukung

lateral Ultimate tiang

pendek kepala tiang bebas

pada tanah pasir (Broms,

1964)

68

2.12.2. Daya Dukung Tiang Pendek dengan Kepala Terjepit (Fixed Head)

Pola keruntuhan yang dapat terjadi dan distribusi dari tahanan tanah

dapat dilihat pada Gambar 2.17 dan 2.18.

Pada tanah pasir, maka kapasitas lateral dan momen maksimum

dinyatakan sebagai berikut:

𝐻𝑢 = 1,5 𝛾 ′𝐿2𝐵 𝐾𝑝 (2.54)

𝑀𝑚𝑎𝑥 = 𝛾 ′𝐿3𝐵 𝐾𝑝 (2.55)

Reaksi antara tanah dengan momen lentur tiang pendek dapat dilihat

pada Gambar 2.19.

Gambar 2. 16. Reaksi tanah

dan momen lentur tiang

pendek kepala tiang terjepit

pada tanah pasir (Broms,

1964)

Gambar 2. 15. Pola

keruntuhan tiang pendek

kepala tiang terjepit (Broms,

1964)

69

Gambar 2.17. Reaksi tanah dan momen lentur tiang pendek – kepala tiang

terjepit pada tanah lempung (Broms, 1964)

Untuk tanah lempung, tahanan lateral dan momen maksimum dapat

dihitung dengan rumus sebagai berikut:

𝐻𝑢 = 9 𝑐𝑢𝐵 𝐿 − 1,5𝐷 2.56

𝑀𝑚𝑎𝑥 = 4,5 𝑐𝑢𝐵 𝐿2 − 2,25𝐷2 2.57

Seperti halnya pada kondisi kepala tiang bebas, untuk kondisi kepala

tiang terjepit solusi secara grafis juga diberikan berupa gambar dengan suku tak

berdimensi L/D sebagaimana terlihat pada Gambar 2.19.

2.12.3. Daya Dukung Tiang Panjang dengan Kepala Bebas (Free Head)

Pola keruntuhan yang mungkin terjadi dan distribusi tahanan tanah

dapat dilihat pada Gambar 2.20.

70

Gambar 2. 18. Tahanan tanah dan momen lentur tiang panjang dan kepala tiang

bebas (Broms, 1964)

Pada tanah pasir, karena momen maksimum terletak pada titik dengan

gaya geser sama dengan nol, maka momen maksimum dan gaya Ultimate

lateral dapat dihitung dengan rumus sebagai berikut:

𝑀𝑚𝑎𝑥 = 𝐻𝑚𝑎𝑥 𝑒 + 0,67𝑥0 2.58

𝑥0 = 0,82 𝐻𝑢

𝛾 ′𝐷 𝑘𝑝 2.59

𝐻𝑢 = 𝑀𝑢

𝑒 + 0,54 𝐻𝑢

𝛾 ′𝐷 𝐾𝑝

2.60

Mu adalah momen kapasitas ultimate dari penampang tiang. Hu dapat

dihitung dengan menggunakan chart hubungan antara nilai 𝐻𝑢

𝐾𝑝𝛾 ′𝐵3 terhadap nilai

𝐻𝑢

𝐾𝑝𝛾 ′𝐵4 seperti pada Gambar 2.20 (a dan b).

Untuk tanah lempung digunakan Persamaan seperti pada tiang pendek.

𝑀𝑚𝑎𝑥 = 𝐻𝑢 𝑒 + 1,5𝐷 + 0,5𝑥0 2.61

71

Keterangan: 𝑥0 =𝐻𝑢

9𝑐𝑢𝐷

Dengan mengetahui nilai 𝑀𝑢

𝑐𝑢𝐷3 maka nilai 𝐻𝑢

𝑐𝑢𝐷2 dapat ditentukan dari

Gambar 2.20.b maka harga Hu dapat diperoleh.

2.12.4. Daya Dukung Tiang Panjang dan Kepala Terjepit (Fixed Head)

Pola keruntuhan yang mungkin terjadi dan distribusi tahanan tanah

dapat dilihat pada Gambar 2.21 dan 2.22. Momen maksimum dan gaya

Ultimate lateral dapat dihitung menggunakan Persamaan:

𝑀𝑚𝑎𝑥 = 𝐻𝑚𝑎𝑥 𝑒 + 0,67 𝑥0 (2.62)

Untuk perhitungan daya dukung lateral Ultimate, maka untuk kondisi

kepala tiang terjepit, Gambar 2.23(a) dapat digunakan untuk tanah pasir,

sedangkan untuk tanah lempung digunakan Gambar 2.23(b).

Gambar 2.22. Daya dukung

lateral Ultimate untuk tiang

panjang pada tanah lempung

(Broms, 1964)

Gambar 2.21. Daya dukung

lateral Ultimate untuk tiang

panjang pada tanah pasir

(Broms, 1964)

72

Gambar 2.23. Perlawanan tanah dan momen lentur tiang panjang –

kepala tiang terjepit (Broms, 1964)

Keterangan untuk tanah pasir dapat menggunakan Persamaan:

𝐻𝑢 =2𝑀𝑢

𝑒 + 0,67𝑥0 2.63

𝑥0 = 0,82 𝐻𝑢

𝛾 ′𝐷 𝐾𝑝

0,5

2.64

Sedangkan untuk tanah lempung dapat menggunakan Persamaan:

𝐻𝑢 =2 𝑀𝑢

1,5 𝐷 + 0,5 𝑥0 2.65

𝑥0 =𝐻𝑢

9 𝑐𝑢 𝐷 2.66

2.13. Metode Elemen Hingga (Finite Element Method)

Metode elemen hingga dikembangkan secara modern dalam bidang teknik

bangunan (structural engineering) pada tahun 1940-an tepatnya tahun 1941 oleh

73

Hrennikoff dan tahun 1943 oleh McHenry, Keterangan digunakan dalam bentuk

elemen satu dimensi (one dimensional element) berupa elemen batang dan elemen

balok untuk pemecahan masalah massa benda yang menerus.

Perkembangan elemen dua dimensi (two dimensional element) dimulai oleh

Turner, dkk pada tahun 1956, dimana mereka menurunkan matriks kekakuan untuk

elemen batang, elemen balok, dan elemen berdimensi dua berupa elemen segitiga dan

elemen segiempat. Metode ini dikenal juga sebagai direct stiffness method untuk

mendapatkan matriks kekakuan total struktur.

Berbagai penemuan dan pengembangan dalam metode elemen hingga semakin

gencar seiring dengan perkembangan pesat dalam teknologi komputerisasi sehingga

analisis dan perhitungan dari elemen-elemen hingga dapat dilakukan dengan lebih

cepat dan akurat hasilnya.

Pada prinsipnya, metode elemen hingga dilakukan dengan menggunakan

konsep diskritisasi yaitu dengan cara membagi-bagi suatu benda atau struktur

menjadi bagian-bagian yang kecil yang dinamakan elemen-elemen hingga. Jadi

analisis dilakukan pada elemen-elemen kecil tersebut sehingga analisis yang

dilakukan menjadi lebih sederhana daripada bila langsung menganalisis suatu benda

langsung secara keseluruhan. Arah gaya luar yang bekerja pada benda dan juga

karakteristik material pembentuk benda tersebut akan menentukan bagaimana efek

yang ditimbulkan pada elemen-elemen penyusun benda, berupa deformasi ataupun

tegangan yang dialami.

74

Metode elemen hingga (FEM) dalam bidang teknik sipil (civil engineering)

umumnya dipakai pada analisa struktur dan analisa geoteknik. Dalam hal ini, FEM

untuk analisa geoteknik berbeda dengan FEM untuk analisa struktur. Pada program

Fem geoteknik tertentu jenis elemennya dipisahkan antara elemen linier untuk respon

tekanan air pori dan kuadratik untuk respon tegangan-regangan pada butiran tanah.

Namun ada juga program lain yang menyamakannya (Suhairiani, 2012).

Pada permasalahan geoteknik sering berhadapan dengan dua jenis material

yang sifat dan kekakuannya berbeda jauh, misalnya pada Tiang Tekan Hidrolis,

antara material beton Tiang Tekan Hidrolis dengan tanah di sekeliling tiang. Untuk

dinding penahan tanah terdiri dari dinding (pasangan batu ataupun beton) dan tanah.

Untuk pondasi dangkal terdiri dari beton dan tanah. Untuk kasus timbunan yang

menggunakan geotextile terdiri dari geotextile dan tanah, dan seterusnya. Untuk

kondisi seperti ini dibutuhkan elemen interface (elemen antara).

Jika tidak menggunakan elemen antara maka akan terjadi slip pada struktur

(elemen dengan kekakuan yang besar) dengan tanah (elemen dengan kekakuan yang

kecil) yang menghasilkan bentuk deformasi yang tidak sama antara struktur dan

tanah. Penggunaan elemen interface ini hanya dijumpai pada kasus pemodelan

elemen hingga pada bidang Geoteknik atau yang berhubungan dengan tanah.

Secara garis besar, langkah-langkah dalam Metode Elemen Hingga adalah

sebagai berikut:

1. Pemilihan Tipe Elemen (Diskretisasi)

75

2. Pemilihan Fungsi Perpindahan

3. Mendefenisikan Hubungan antara Regangan/Perpindahan dan Hubungan

Tegangan-Regangan

4. Menurunkan Matriks Kekakuan Struktur dan Persamaannya

5. Membentuk Matriks Kekakuan Total

6. Membentuk Matriks gaya

7. Menghitung Tegangan pada Elemen

Mengingat dalam penelitian ini menggunakan elemen Axisymmetri dengan 15

(lima belas) titik nodal, maka langkah-langkah yang akan dibahas dalam metode

elemen hingga khususnya berhubungan dengan elemen Axisymmetri.

2.13.1. Perumusan Elemen

Untuk elemen-elemen segitiga pada fungsi interpolasi ada dua

koordinat lokal yaitu dan . Selanjutnya kita menggunakan koordinat

bantuan .1 Contoh penomoran lokal dan penentuan titik nodal dapat

dilihat pada Gambar 2.24.

Gambar 2. 24. Penomoran Lokal Dan Penentuan Titik Nodal

76

2.13.2. Fungsi Bentuk Elemen Segitiga 6 Titik Nodal

N1 = 12

N2 =

N3 = 12

N4 = 4

N5 = 4

N6 = 4

2.13.3. Fungsi Bentuk Elemen Segitiga 15 Titik Nodal

N1 =

6

342414

N2 =

6

342414

N3 =

6

342414

N4 = 14144

N5 = 14144

N6 = 14144

N7 = 3/8.2414

N8 = 3/8.2414

N9 = 3/8.2414

N10= 3/8.2414

12

77

N11= 3/8.2414

N12= 3/8.2414

N13= 1432

N14= 1432

N15= 1432

2.13.4. Integrasi Numerik Dari Elemen Segitiga

Perumusan integrasi numerik untuk elemen segitiga adalah sebagai

berikut:

k

i

iii wFddF1

,,

Keterangan:

,F = Nilai fungsi F pada posisi dan (value of the function F

at position and ).

iw = Weight factor for point i.

= Koordinat bantu/auxiliari coordinat.

Finite Element Method menggunakan integrasi Gaussian. Untuk

elemen 6 node integrasi didasarkan pada 3 titik contoh, sedangkan untuk

elemen 15 node menggunakan 12 titik contoh. Posisi dan faktor berat titik

integrasi disajikan dalam Tabel 2.10 dan Tabel 2.11.

Tabel 2. 10. Integrasi 3 titik, untuk elemen 6 titik nodal (Waternan, 2004)

78

Tabel 2. 11. Integrasi 12 titik, untuk elemen 15 titik nodal (Waternan, 2004)

2.14. Pemodelan Pada Program Finite Element Method

Finite Element Method adalah suatu program yang menggunakan prinsip-

prinsip metode elemen hingga (Finite Element Method) untuk aplikasi Geoteknik

yang mana model-model tanah digunakan untuk mensimulasikan perilaku tanah.

Sebelum melakukan perhitungan dengan program metode elemen hingga di Finite

Element Method terlebih dahulu harus dipahami teori tentang pemodelan tanah yang

akan dipilih. Kesalahan dalam pemilihan model tanah dapat mengakibatkan

kekeliruan terhadap hasil perhitungan yang diperoleh.

Untuk menghitung korelasi beban vertikal batas (Ultimate) dengan

displacement yang terjadi pada suatu Tiang Tekan Hidrolis dengan metode elemen

hingga di Finite Element Method, model tanah yang digunakan adalah model Mohr

Coulomb dan model Soft Soil dengan analisis Axisymetric. Kedua model ini

digunakan untuk membandingkan hasil model mana yang paling sesuai dan

mendekati dengan hasil Loading Test yang diperoleh di lapangan.

79

2.14.1. Model Mohr-Coulomb

Model Mohr-Coulomb mengasumsikan perilaku tanah bersifat plastis

sempurna dengan menetapkan suatu nilai tegangan batas dimana pada titik

tersebut tegangan tidak lagi dipengaruhi oleh regangan. Model Mohr-Coulomb

adalah model elastis-plastis yang terdiri dari 5 buah parameter, yaitu E dan ν

untuk memodelkan elastisitas tanah; ø dan c untuk memodelkan plastisitas

tanah dan Ψ sebagai sudut dilatansi. Model Mohr-Coulomb merupakan suatu

pendekatan “ordo pertama” dari perilaku tanah atau batuan. Model ini

disarankan untuk dilakukan dalam analisis awal dari masalah yang dihadapi.

Setiap lapisan dimodelkan dengan sebuah nilai kekakuan rata-rata yang

konstan. Karena kekakuan yang konstan, maka perhitungan cenderung cepat

dan dapat diperoleh perkiraan awal dari bentuk deformasi dari model. Di

samping kelima parameter tersebut, kondisi tegangan awal dari tanah

memegang peranan yang penting dalam hampir seluruh masalah deformasi

tanah. Tegangan horizontal awal tanah harus ditentukan terlebih dahulu dengan

menentukan nilai K0 yang tepat.

Parameter dasar meliputi 5 buah parameter, yaitu:

1. Modulus Elastisitas atau Modulus Young (Es)

2. Poisson Ratio (ν)

3. Kohesi (c)

4. Sudut Geser (ø)

5. Sudut Dilatansi (Ψ)

80

1. Modulus Elastisitas atau Modulus Young (Elastic Modulus)

Finite Element Method menggunakan modulus Young sebagai

modulus kekakuan dasar dalam model elastis dan model Mohr-

Coulomb, tetapi beberapa modulus alternatif juga ditampilkan.

Modulus kekakuan mempunyai dimensi yang sama dengan dimensi

tegangan. Nilai dari parameter kekakuan yang digunakan dalam

suatu perhitungan memerlukan perhatian khusus karena kebanyakan

material tanah menunjukkan perilaku yang non linier sejak awal

pembebanan. Dalam mekanika tanah, kemiringan awal dari kurva

tegangan-regangan umumnya dinotasikan sebagai E0 dan modulus

sekan pada 50% kekuatan dinotasikan sebagai E50 (lihat gambar

2.25). Untuk material dengan rentang elastisitas linier yang lebar

maka penggunaan E0 adalah realistis, tetapi untuk masalah

pembebanan pada tanah, biasanya digunakan E50. Pada

pengurangan beban, seperti pada kasus terowongan dan galian,

perlu digunakan Eur, dan bukan E50.

Di laboratorium, modulus elastisitas (E) diperoleh dari hasil

hubungan tegangan-regangan pengujian Triaxial Test.

Untuk model Mohr-Coulomb, Finite Element Method menawarkan

sebuah pilihan khusus untuk masukkan nilai kekakuan yang

meningkat terhadap kedalaman. Untuk tanah lempung over

konsolidasi dan beberapa jenis batuan dengan rentang linier elastis

yang besar, digunakan E0. Sedangkan untuk material pasir dan

81

lempung normal konsolidasi lebih tepat menggunakan E50. Lebih

jelasnya dapat dilihat pada Gambar 2.25.

Gambar 2. 25. Defenisi E0 dan E50 Untuk Hasil Uji Triaksial

Terdrainase Standar (Finite Element Method 8.2)

Dalam penelitian ini, modulus elastisitas didapatkan dari korelasi

hasil Standard Penetration Test (SPT), Undrained Cohesion (Cu)

terhadap modulus elastisitas.

Misalkan, hubungan antara Modulus Elastisitas (Es) dengan N-SPT

dikorelasikan dengan : Es = (1 – 3) qc. Kemudian nilai Es

direduksikan sebesar 0.6 dari nilai Es yang diperoleh untuk menjadi

hanya parameter drained. Hal ini disebabkan karena dalam program

Finite Element Method nilai Es yang digunakan adalah parameter

drained. Untuk mendapatkan nilai Es dan qc dapat diperoleh dari

korelasi dengan nilai N-SPT seperti tampak pada Tabel 2.12.

82

Tabel 2. 12. Korelasi Nilai N-SPT dan qc dengan Modulus

Elastisitas Tanah

2. Poisson Ratio (ν)

Poisson ratio adalah perbandingan antara regangan arah lateral

dengan regangan arah aksial, yang berguna untuk menghubungkan

besar modulus elastisitas (E) dengan modulus geser (G) dengan

Persamaan (2.67).

𝐸 = 2 1− 𝑣 𝐺 (2.67)

Uji triaksial terdrainase dapat menghasilkan pengurangan volume

yang signifikan pada awal pemberian beban aksial, yang

menghasilkan konsekuensi berupa nilai angka Poisson awal (ν0)

yang rendah. Pada beberapa kasus, khususnya pada kasus

Tanah SPT CPT

Pasir (terkonsolidasi normal) Es = 500(N + 15) Es = 2 to 4 qc

Pasir (jenuh) Es = 250(N + 15) -

Pasir (terkonsolidasi lebih) Es = 18000 + 750N Es = 6 to 30 qc

Pasir berkerikil dan kerikil Es = 1200(N + 6)

Es = 600(N + 6) N ≤ 15

Es = 600(N + 6) + 2000 N > 15

Pasir berlempung Es = 320(N + 15) Es = 3 to 6 qc

Pasir berlanau Es = 300(N + 6) Es = 1 to 2 qc

Lempung lunak - Es = 3 to 8 qc

Memakai kuat geser tak tersalur Su dalam satuan Su

Lempung Ip > 30 atau organik Es = 100 to 500 Su

Ip < 30 atau kaku Es = 500 to 1500 Su

Es di dalam satuan kPa untuk SPT dan satuan qc untuk CPT.

83

pengurangan beban, mungkin realistis untuk menggunakan nilai

awal yang rendah, tetapi pada penggunaan model Mohr-Coulomb,

secara umum disarankan menggunakan nilai yang tinggi.

Penentuan angka Poisson cukup sederhana jika model elastis atau

model Mohr-Coulomb digunakan untuk pembebanan gravitasi

(dengan meningkatkan ΣMweight dari 0 ke 1 pada perhitungan

plastis). Untuk pembebanan seperti ini, Finite Element Method

harus memberikan rasio yang realistis dari 𝐾0 = 𝜎𝑕/𝜎𝑣. Karena

kedua model tersebut akan menghasilkan nilai rasio yang dikenal

luas yaitu 𝜎𝑕

𝜎𝑣=

𝑣

1−𝑣 untuk kompresi satu dimensi. Maka dengan

mudah dapat dipilih angka Poisson yang menghasilkan nilai K0

yang realistis dapat dengan mudah dilakukan. Oleh karena itu, nilai

ν dievaluasi dengan mencocokkan nilai K0.

Dalam banyak kasus, nilai Poisson ratio berkisar antara 0,3 sampai

dengan 0,4. Umumnya nilai tersebut tidak hanya digunakan pada

kompresi satu dimensi, tetapi dapat juga digunakan pada

pembebanan lainnya. Namun untuk pengurangan beban, lebih

umum untuk menggunakan nilai antara 0,15 sampai 0,25.

Pada program Finite Element Method disarankan ≤ 0,35. Nilai

Poisson Ratio dapat dilihat pada Tabel 2.13.

84

Tabel 2. 13. Hubungan Jenis Tanah dan Konsistensi Tanah dengan

Poisson’s ratio (υ) (Das, 1999)

3. Kohesi (c)

Kohesi merupakan sifat butiran tanah yang cenderung mengikat

sesuai dengan kadar air yang terkandung di dalam tanah. Kohesi

memiliki dimensi yang sama dengan tegangan. Kohesi tanah akan

meningkat seiring dengan bertambahnya kedalaman tanah yang

ditinjau. Finite Element Method dapat menangani pasir non kohesif

(c = 0), tetapi beberapa pilihan tidak akan berjalan dengan baik.

Untuk menghindari hal ini, pengguna yang belum berpengalaman

disarankan untuk menggunakan nilai yang kecil untuk kohesi

(gunakan c > 0,20 kPa). Di laboratorium, kohesi dapat diperoleh

dari beberapa jenis pengujian antara lain Triaxial Test dan

Unconfined Compression Test. Nilai kohesi dalam hubungannya

dengan konsistensi tanah dan tekanan konus pada hasil uji Sondir

(Sondering Test) dapat dilihat pada Tabel 2.14.

Jenis Tanah N-SPT Konsistensi υ

2 – 4 Soft /Lunak 0.35 – 0.40

4 – 8 Medium 0.30 – 0.35

8 – 15 Stiff /Keras 0.20 – 0.30

0 – 10 Loose /Lepas 0.15 – 0.25

10 – 30 Medium 0.25 – 0.30

30 – 50 Dense /Padat 0.25 – 0.35

Sand /Pasir

Clay /Lempung

85

Tabel 2. 14. Korelasi antara Konsistensi Tanah dan Tekanan Konus

(Begemen, 1965)

4. Sudut Geser Dalam (ø)

Sudut geser dalam merupakan sudut yang mewakili tahanan geser

tanah, yang dinyatakan dalam satuan derajat. Sudut geser dalam

yang semakin tinggi biasanya dimiliki oleh tanah dengan butiran

yang semakin halus dan padat, baik pada pasir maupun lempung.

Sudut geser yang tinggi seperti pada pasir padat, akan

mengakibatkan peningkatan beban komputasi plastis. Waktu

komputasi akan meningkat kurang-lebih secara eksponensial

terhadap sudut geser. Karena itu, sudut geser yang tinggi sebaiknya

dihindari saat melakukan perhitungan awal untuk suatu proyek

tertentu. Sudut geser akan menentukan kuat geser seperti pada

Gambar 2.26 dengan menggunakan lingkaran tegangan Mohr.

86

Sama seperti kohesi, sudut geser dalam tanah dapat diperoleh dari

beberapa pengujian laboratorium yaitu Triaxial Test dan

Unconfined Compression Test.

Untuk lebih jelasnya mengenai lingkaran tegangan saat runtuh

dapat dilihat pada Gambar. 2.26.

Gambar 2. 26. Lingkaran-Lingkaran Tegangan Saat Mengalami

Leleh (Yield) ; Satu Lingkaran Menyentuh Garis Keruntuhan

Coulomb (Finite Element Method 8.2)

5. Sudut Dilatansi (Ψ)

Sudut dilatansi adalah sudut yang dibentuk bidang horizontal

dengan arah pengembangan butiran pada saat butiran menerima

tegangan deviatorik. Tanah lempung terkonsolidasi tidak

mempunyai sudut dilatansi. Tetapi pada tanah pasir, besar sudut ini

tergantung pada kepadatan relatif (Relative Density, Dr) dan sudut

geser dalamnya, yang dinyatakan dengan Persamaan (2.68).

87

𝛹 = 𝜙 − 300 (2.68)

Walaupun demikian, dalam kebanyakan kasus sudut dilatansi

adalah nol untuk nilai ø kurang dari 30˚. Nilai negatif yang kecil

untuk Ψ hanya realistis untuk tanah pasir yang sangat lepas.

6. Peningkatan Kekakuan (Eincrement)

Pada tanah sesungguhnya, kekakuan tanah tergantung pada tingkat

tegangan secara signifikan, yang berarti bahwa kekakuan umumnya

akan meningkat terhadap kedalaman. Saat menggunakan model

Mohr-Coulomb, kekakuan merupakan suatu konstanta. Untuk

memperhitungkan peningkatan kekakuan terhadap kedalaman dapat

digunakan Eincrement, yaitu peningkatan modulus Young per dimensi

kedalaman (dinyatakan dalam dimensi tegangan per dimensi

kedalaman). Pada level yang ditentukan oleh parameter yref,

kekakuan adalah sebesar modulus Young referensi, Eref, yang

dimasukkan dalam lembar tab parameter. Nilai aktual dari modulus

Young pada titik tegangan yang berada di bawah yref akan diperoleh

dari nilai referensi dan Eincrement. Perhatikan bahwa dalam

perhitungan yang dilakukan, kekakuan yang meningkat terhadap

kedalaman tidak berubah sebagai fungsi dari kondisi tegangan.

7. Peningkatan Kohesi (cincrement)

Finite Element Method menawarkan pilihan tingkat lanjut untuk

masukan dari lapisan tanah lempung Keterangan kohesi meningkat

88

terhadap kedalaman. Untuk memperhitungkan peningkatan kohesi

terhadap kedalaman dapat digunakan cincrement, yaitu peningkatan

kohesi per dimensi kedalaman (dinyatakan dalam dimensi tegangan

per dimensi kedalaman). Pada level yang ditentukan parameter yref,

nilai kohesi sebesar kohesi referensi, cref, yang dimasukkan dalam

lembar tab parameter. Nilai aktual dari kohesi pada titik tegangan

yang berada di bawah yref akan diperoleh dari nilai referensi dan

cincrement.

8. Batas Tegangan Tarik

Tanah dapat mengalami retak tarik (tensile crack) disamping akibat

geser. Perilaku ini dapat diperhitungakan dalam Finite Element

Method dengan memilih pembatasan tegangan tarik. Dalam hal ini,

tidak diperbolehkan adanya lingkaran Mohr dengan tegangan utama

positif (tegangan tarik). Saat mengaktifkan pembatasan tegangan

tarik, kuat tarik dapat dimasukkan. Untuk model Mohr-Coulomb

dan model Hardening Soil, pembatasan tegangan tarik telah

diaktifkan secara pra-pilih dengan kuat tarik nol.

9. Parameter Permeabilitas (Kx, Ky)

Parameter Kx dan Ky nilainya dianggap sama untuk setiap lapisan

tanah, terhadap arah x maupun terhadap arah y. Pada dasarnya, nilai

Kx tidak sama dengan Ky. Nilai Kx = tiga sampai lima kali Ky.

Hubungan antara koefisien rembesan dengan jenis tanah dapat

dilihat pada Tabel 2.15.

89

Tabel 2. 15. Hubungan antara Jenis Tanah dengan Koefisien

Rembesan (K) (Wesley, 1977)

2.14.2. Model Soft Soil

Model Soft Soil mengasumsikan perilaku tanah sebagai tanah lunak

yang sebagian besar atau dominan mengandung lapisan tanah lempung atau

lanau. Hal ini berbeda dengan model Mohr-Coulomb yang dominan

mengandung lapisan tanah pasir. Model Soft Soil adalah jenis model Cam-Clay

yang ditujukan khusus untuk analisis kompresi primer dari tanah lempungan

yang terkonsolidasi normal. Meskipun kemampuan dari model ini berada di

bawah model Hardening Soil, namun model Soft Soil tetap dipertahankan

dalam versi Finite Element Method 8.2 karena beberapa pengguna Finite

Element Method masih terbiasa dengan model ini dan masih ingin

menggunakannya.

Beberapa sifat dari model Soft Soil antara lain:

1. Kekakuan tergantung pada tegangan (perilaku kompresi logaritmi).

2. Pembedaan antara pembebanan primer dan pengurangan/

pembebanan kembali.

Jenis Tanah Koefisien Rembesan

Pasir yang mengandung lempung atau lanau 10-2

– 5 x 10-3

Pasir Halus 5 x 10-2

– 5 x 10-3

Pasir Kelanauan 2 x 10-3

– 2 x 10-4

Lanau 5 x 10-4

– 5 x 10-5

Lempung 10-6

– 10-9

90

3. Tekanan prakonsolidasi.

4. Perilaku keruntuhan mengikuti kriteria Mohr-Coulomb..

Adapun parameter dasar untuk model Soft Soil antara lain:

1. Indeks Kompresi Termodifikasi (λ*).

2. Indeks Muai Termodifikasi (k*).

3. Kohesi (c).

4. Sudut Geser (ø).

5. Sudut Dilatansi (Ψ).

Dan parameter tingkat lanjut (gunakan pengaturan pra-pilih) yaitu:

1. Angka Poisson untuk pengurangan/pembebanan kembali (νur).

2. Koefisien Tekanan Lateral dalam kondisi terkonsolidasi normal

(K0NC

).

3. Parameter yang berhubungan dengan K0NC

(M).

Penjelasan singkat atas parameter-parameter tersebut di atas akan

diberikan dalam tulisan di bawah ini.

1. Indeks Muai Termodifikasi dan Indeks Kompresi

Termodifikasi

Parameter ini dapat diperoleh dari uji kompresi isotropis termasuk

pengurangan beban secara isotropis. Terlepas dari uji kompresi

isotropis, parameter k* dan λ* dapat diperoleh dari uji kompresi

91

satu dimensi. Tabel 2.16 sampai Tabel 2.18 menunjukkan hubungan

tersebut.

Tabel 2. 16. Hubungan dengan Parameter Cam-Clay

Tabel 2. 17. Hubungan dengan Peraturan di BeLanda

Tabel 2. 18. Hubungan dengan Parameter Internasional yang

dinormalisasi

Catatan:

a. e merupakan angka pori yang diasumsikan bernilai konstan.

Angka pori sebenarnya akan berubah selama uji kompresi,

namun perubahan itu relatif kecil sehingga nilai e dapat

digunakan angka pori rata-rata ataupun angka pori awal.

b. Faktor 2,3 diperoleh dari perbandingan antara logaritma dengan

bilangan dasar 10 dengan logaritma alami (ln).

c. Rentang rasio λ*/k* (= λ/k) pada umumnya berkisar antara 3 dan

7.

92

2. Kohesi

Kohesi mempunyai dimensi tegangan. Setiap nilai kohesi efektif

dapat digunakan, termasuk kohesi sama dengan nol. Saat

menggunakan pengaturan standard, kohesi diambil sebesar 1 kPa.

3. Sudut Geser Dalam

Sudut geser dalam efektif menyatakan peningkatan kuat geser

terhadap tingkat tegangan efektif, dan dinyatakan dalam satuan

derajat. Sudut geser nol tidak diperbolehkan. Namun penggunaan

sudut geser yang tinggi juga tidak disarankan. Sebaliknya,

disarankan penggunaan sudut geser critical state (øcr), dan bukan

nilai yang lebih tinggi yang ditentukan berdasarkan regangan kecil.

4. Sudut Dilatansi

Untuk jenis material yang dimodelkan dengan model Soft Soil

umumnya sudut dilatansi dapat diabaikan. Sudut dilatansi sebesar

nol derajat dapat digunakan dalam pengaturan standard dari model

Soft Soil.

5. Angka Poisson

Nilai angka Poisson umumnya berkisar antara 0,1 dan 0,2. Jika

dipakai pengaturan standard pada model Soft Soil, maka νur = 0,15

akan digunakan secara otomatis. Angka Poisson seharusnya tidak

didasarkan atas nilai K0NC

pada kondisi terkonsolidasi secara

normal, tetapi pada rasio dari peningkatan tegangan horizontal

terhadap peningkatan tegangan vertikal dalam pengurangan dan

93

pembebanan kembali pada uji Oedometer sedemikian rupa sehingga

:

𝑣𝑢𝑟1 − 𝑣𝑢𝑟

=∆𝜎𝑥𝑥∆𝜎𝑦𝑦

𝑝𝑒𝑛𝑔𝑢𝑟𝑎𝑛𝑔𝑎𝑛 𝑑𝑎𝑛 𝑝𝑒𝑚𝑏𝑒𝑏𝑎𝑛𝑎𝑛 𝑘𝑒𝑚𝑏𝑎𝑙𝑖 (2.52)

6. Parameter K0NC

Parameter M secara otomatis ditentukan berdasarkan koefisien

tekanan tanah lateral dalam kondisi terkonsolidasi normal, K0NC

seperti yang dimasukkan oleh pemakai Finite Element Method.

Hubungan eksak antara M dengan K0NC

menurut Brinkgreve, 1994

adalah:

Namun demikian, nilai M dapat didekati dengan Persamaan berikut:

𝑀 ≈ 3,0− 2,8 𝐾0𝑁𝐶 (2.53)

2.15. Perkembangan Metode Pengujian Beban Tiang

2.15.1. Jenis Pengujian Beban Tiang

Ada beberapa jenis pengujian beban tiang sesuai dengan kebutuhan,

misalnya pengujian beban tekan, beban tarik, dan sebagainya. Dalam

penelitian tesis ini selain membahas pengujian beban tekan secara statis (static

94

Loading Test) yang telah dibahas pada subbab-subbab sebelumnya, maka

selanjutnya penulis juga menulis tentang perkembangan metode pengujian

beban statis yang sering digunakan pada masa sekarang terutama untuk

konstruksi dengan beban rencana yang besar serta kondisi tanah clay-shale

serta soft clay yaitu dengan metode pengujian beban statis Osterberg Cell (O-

Cell). Di samping itu, lokasi kerja yang sangat tidak memungkinkan dilakukan

pengujian beban statis konvensional yaitu terutama pada lokasi lepas pantai

maupun dermaga di tepi pantai.

2.15.2. Pelaksanaan Pengujian Osterberg Cell (O-Cell)

Untuk pelaksanaan pengujian Osterberg Cell (O-Cell), yang pertama

disiapkan pada lokasi pekerjaan adalah peralatan utama seperti:

1. Load Cell, berfungsi untuk menghasilkan beban.

2. Tell Tale, berfungsi sebagai pengukur penurunan (displacement)

yang terjadi pada load cell.

3. Displacement Tranducers, berfungsi sebagai pengukur penurunan

(displacement) yang terjadi pada load cell.

4. Strain Gauge, berfungsi mengukur distribusi regangan dan gaya

aksial di sepanjang tiang.

5. Pipa untuk keperluan sonic logging dan grouting pada dasar tiang.

Pada pelaksanaan Osterberg Cell (O-Cell) ini penggunaan jumlah load

cell dapat disesuaikan dengan kebutuhan untuk mengukur tahanan dan

95

penurunan tiang, Keterangan jika ingin mendapatkan tahanan ujung tiang,

maka load cell diletakkan di ujung tiang, sedangkan jika ingin mendapatkan

tahanan selimut tiang, maka load cell diletakkan di sepanjang tiang. Load cell

yang diletakkan di ujung tiang disebut load cell bawah, sedangkan load cell

yang diletakkan di atasnya disebut load cell atas.

Pada setiap tahapan pembebanan yang dilakukan, besarnya gaya aksial

dan displacement yang terjadi dicatat. Pembebanan maksimum akan tercapai

bila displacement yang terjadi sudah jauh lebih besar daripada pembebanan

pada tahap sebelumnya atau pembebanan sudah mencapai batas maksimum

yang ditentukan.

2.15.3. Keunggulan dan Kelemahan Pengujian Osterberg Cell (O-Cell)

Sejak tahun 1996 pada bulan September, metode pengujian O-Cell

sudah sangat populer dan telah sekitar 200 pengujian telah berhasil pada tiang

bored di seluruh Amerika Serikat dan Asia Timur. Hal ini disebabkan karena

O-Cell test memiliki keunggulan sebagai berikut:

1. Lebih ekonomis.

2. Dapat menghasilkan kapasitas pengujian yang lebih besar.

3. Menghasilkan komponen tegangan geser dan daya dukung.

4. Lebih aman dalam pelaksanaan.

5. Dapat dilakukan pada tanah bebatuan.

6. Memerlukan lokasi kerja yang lebih kecil.

96

7. Dapat dilakukan pada daerah lepas pantai dan dermaga.

8. Dapat menghasilkan penyebab static creep dan setup (aging).

9. Peralatan yang dibutuhkan tidak banyak.

Selain keunggulan, O-Cell test juga memiliki beberapa kelemahan

secara umum antara lain:

1. Harus membeli lisensi produk terlebih dahulu, karena lisensi asli

hanya dimiliki oleh LOADTEST, Inc.

2. Untuk pengujian beban tiang yang kecil menjadi tidak ekonomis.

2.16. Analisis Bentuk Penampang Tiang Tekan Hidrolis

Bentuk penampang Tiang Tekan Hidrolis yang diteliti dalam tesis ini adalah

persegi empat atau lebih dikenal dengan Prestressed Concrete Square Pile dengan

dimensi penampang 45 cm x 45 cm. Dalam hal ini timbul pertanyaan dalam benak

beberapa ahli struktur dan geoteknik mengenai alasan mengapa bentuk penampang

tersebut yang dipilih, mengingat secara umum untuk bangunan gedung bertingkat

tinggi (High Rise Building) menggunakan jenis Spun Pile Concrete. Oleh sebab itu,

penulis akan menganalisis bentuk penampang Square Pile dibandingkan dengan Spun

Pile.

Adapun beberapa hal yang perlu ditinjau dalam pemilihan bentuk penampang

tiang antara lain:

1. Kapasitas daya dukung aksial tekan.

2. Kapasitas momen lentur terhadap tekuk.

97

3. Kapasitas momen lentur Ultimate.

4. Kapasitas daya dukung lateral.

5. Lokasi sekitar.

6. Metode pemancangan.

2.17. Pengembangan Dari Penelitian Tesis Loading Test Sebelumnya

Tesis ini yang berjudul “Analisis Daya Dukung dan Penurunan Tiang Tekan

Hidrolis Prestressed Concrete Square Pile Pada Proyek Podomoro City Deli Medan”

memiliki Tema tentang Uji Pembebanan Aksial (Loading Test). Tema ini bukan

merupakan tema yang baru dalam penulisan Tesis, khususnya pada Program Pasca

Sarjana Magister Teknik Sipil Universitas Sumatera Utara (USU). Adapun beberapa

Judul Tesis terdahulu sebelum penulisan Tesis ini oleh penulis yaitu:

1. Analisis Perbandingan Daya Dukung dan Penurunan Pondasi Bored Pile

Diameter 600 MM dengan Metode Empiris, Uji Beban Statis dan Elemen

Hingga Pada Proyek Medan Focal Point, yang ditulis oleh Berlin Anggiat

Tampubolon dari Program Pascasarjana Universitas Sumatera Utara Tahun

2014. Tesis ini membahas tentang hasil Loading Test pada Pondasi Bored

Pile berdiameter 600 mm yang dibandingkan dengan hasil metode elemen

hingga dengan pemodelan tanah Mohr-Coulomb. Daya dukung lateral tiang

dan perbandingan mesh belum diteliti dalam tesis tersebut.

2. Analisis Perbandingan Daya Dukung Hasil Loading Test pada Bored Pile

Diameter Satu Meter Tunggal dengan Metode Elemen Hingga Memakai

Model Tanah Mohr-Coulomb Pada Proyek Crystal Square Medan, yang

98

ditulis oleh Suhairiani dari Program Pascasarjana Universitas Sumatera

Utara Tahun 2012. Tesis ini membahas tentang hasil Loading Test pada

Pondasi Bored Pile berdiameter 1000 mm yang dibandingkan dengan hasil

metode elemen hingga dengan pemodelan tanah Mohr-Coulomb. Daya

dukung lateral tiang dan perbandingan mesh belum diteliti dalam tesis

tersebut.

Dibandingkan dengan Tesis sebelumnya, Tesis yang penulis susun ini memiliki

penambahan dan pengembangan topik pembahasan yang lebih lengkap yang

setidaknya terdiri dari 5 penambahan yaitu:

1. Pondasi tiang yang diteliti adalah tiang tekan hidrolis dengan ukuran 45 cm

x 45 cm, baik secara tunggal maupun kelompok tiang (group piles).

2. Memakai pemodelan tanah Mohr-Coulomb dan Soft Soil sesuai dengan jenis

lapisan tanah yang diteliti.

3. Selain membahas tentang daya dukung akibat beban vertikal, Tesis ini juga

membahas tentang daya dukung akibat beban lateral.

4. Tesis ini juga mengkaji pengaruh jaring elemen (mesh) terhadap hasil

analisis metode elemen hingga.

5. Menggunakan software atau program komputer yaitu Finite Element

Method dan Program AllPile.