perencanaan struktur baja pada bangunan refinery …
Post on 15-Oct-2021
14 Views
Preview:
TRANSCRIPT
PERENCANAAN STRUKTUR BAJA PADA BANGUNAN
REFINERY DAN FRAKSINASI DELAPAN LANTAI
TUGAS AKHIR
Diajukan untuk Melengkapi Syarat Penyelesaian Pendidikan Sarjana Teknik Sipil
Disusun oleh
AHMAD AMANU SURYA SOEMAKARYA 11 0404 102
BIDANG STUDI STRUKTUR DEPARTEMEN TEKNIK SIPIL
FAKULTAS TEKNIK UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
2016
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
i
ABSTRAK
Struktur baja (steel structure) adalah material yang banyak digunakan dalam bangunan industri khususnya bangunan dengan fungsi sebagai refinery dan fraksinasi Namun dibutuhkan perencanaan yang optimum agar kinerja dari bangunan tersebut dapat memenuhi standart keamanan dan kenyamanan
Penelitian ini menggunakan struktur baja sebagai rangka utama struktur di analisa sebagai open frame dengan diafragma kaku pada elevasi +58 m dan diafragma flexible pada elevasi lain nya Beban mati di hitung berdasarkan berat jenis beban hidup dan beban angin di hitung berdasarkan peraturan pembebanan Indonesia untuk gedung 1983 sedangkan beban gempa di hitung dengan tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur bangunan gedung dan non gedung (SNI 17262012) Struktur baja sendiri di hitung dengan spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural (SNI 17292015) Analisa struktur untuk struktur sekunder dilakukan dengan manual sedangkan untuk struktur primer dilakukan dengan menggunakan bantuan software etabs 2015 Sambungan momen mengunakan momen plastis profil sebagai momen ultimate perencanaan sambungan dan di disain dengan metode plastis tanpa mengakibatkan efek prying sedangkan sambungan geser mengunakan tahanan geser ultimate dari profil sebagai gaya geser ultimate sambungan dan di disain dengan mengunakan tahanan material terendah dari material sambungan dan elemen yang disambung
Dari hasil penelitian diperoleh dimensi struktur sekunder berupa pelat lantai floordeck pelat lantai chekered balok pengakudan balok anak untuk struktur primer diperoleh dimensi balok kolom yang memenuhi standart keamanan dan kenyamanan Struktur primer juga di disain dengan batas daktailitas sehingga pada saat terjadi gempa simpangan antar lantai tidak terlalu jauh
Kata kunci struktur baja kinerja ultimate kinerja layan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
ii
KATA PENGANTAR
Syukur Alhamdulillah saya panjatkan atas kehadirat Allah Subhanahu Wa Tarsquoala
yang telah melimpahkan rahmat dan karunia-Nya kepada saya sehingga tugas akhir ini
dapat diselesaikan dengan baik Tugas akhir ini merupakan syarat untuk mencapai gelar
sarjana Teknik Sipil bidang struktur Departemen Teknik Sipil Fakultas Teknik
Universitas Sumatera Utara dengan judul ldquoPerencanaan Struktur Baja Pada
Bangunan Refinery Dan Fraksinasi Delapan Lantairdquo
Saya menyadari bahwa dalam menyelesaikan tugas akhir ini tidak terlepas dari
dukungan bantuan serta bimbingan dari berbagai pihak Oleh karena itu saya ingin
menyampaikan ucapan terima kasih yang sebesar-besarnya kepada beberapa pihak yang
berperan penting yaitu
1 Bapak Ir Besman Surbakti MT selaku pembimbing yang telah banyak
memberikan dukungan masukan bimbingan serta meluangkan waktu tenaga dan
pikiran dalam membantu saya menyelesaikan tugas akhir ini
2 Bapak Prof Dr Ing Johannes Tarigan selaku Ketua Departemen Teknik Sipil
Fakultas Teknik Universitas Sumatera Utara
3 Bapak Ir Syahrizal MT selaku Sekretaris Departemen Teknik Sipil Fakultas
Teknik Universitas Sumatera Utara
4 Bapak Ir Sanci Barus MT selaku koordinator pada subjurusan Struktur
Departemen Teknik Sipil Fakultas Teknik Universitas Sumatera Utara
5 Bapak Ir Torang Sitorus MT Bapak M Agung Putra Handana ST MT selaku
Dosen Pembanding atas saran dan masukan yang diberikan kepada penulis
terhadap Tugas Akhir ini
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
iii
6 BapakIbu seluruh staff pengajar Departemen Teknik Sipil Fakultas Teknik
Universitas Sumatera Utara
7 Teristimewa dihati buat keluarga saya terutama kepada kedua orang tua saya
Bapak Pudjijono dan Ibu Aswita yang telah memberikan doa motivasi semangat
dan nasehat kepada saya Terima kasih atas segala pengorbanan cinta kasih sayang
dan dorsquoa yang tiada batas untuk saya Saudara-saudara tercinta Guru guru yang
saya hormati dan cintai Orang tua yang saya hormati dan adik adik yang saya
sayang Asilah maisun kurniasih yang telah banyak membantu dan mendukung
saya selama ini terima kasih atas doanya Dan keluarga besar yang selalu memberi
semangat kepada saya Fazray syah player yang selalu berbagi ilmu terima kasih
atas dukungan moril maupun materil
8 Pegawai Administrasi yang telah memberikan bantuan dalam penyelesaian
administrasi Terima kasih atas bantuannya selama awal kuliah sampai saat ini
9 Rekan-rekan mahasiswa Jurusan Teknik Sipil Angkatan 2011 Ahmad Syarief
Barly Dhika Swandana Eky Hilman wardana Philips napitupulu Yogie
Zulfuadli Michael Tambunan lsquo010 Yusriawan lsquo010 bang MHafizrsquo08 bang
Ucuprsquo08 bang Ibnursquo08 bang Siddiqrsquo08 bang bang Ozzyrsquo08 abang-abang dan
kakak senior dan adik-adik angkatan 2012 Ahmed nanda dkk adik-adik angkatan
2013 alby novran dkk adik-adik angkatan 2014 Ridho Rajib dkk dan bagi kawan-
kawan serta adek-adek yang belum tersebutkan namanya saya mohon maaf yang
sebesar-besarnya Miskin harta manusiawi miskin hati jangan apalagi miskin ilmu
maka dari itu tetaplah berkarya
Saya menyadari bahwa dalam penyusunan tugas akhir ini masih jauh dari kata
sempurna yang disebabkan keterbatasan pengetahuan dan kurangnya pemahaman saya
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
iv
Oleh karena itu saya mengharapkan saran dan kritik yang membangun dari para
pembaca demi perbaikan menjadi lebih baik
Akhir kata saya mengucapkan terima kasih dan semoga tugas akhir ini dapat
bermanfaat bagi para pembaca
Medan November 2016
Penulis
Ahmad Amanu SS
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
v
DAFTAR ISI
Halaman
ABSTRAK i
KATA PENGANTAR ii
DAFTAR ISI v
DAFTAR TABEL viii
DAFTAR GAMBAR xi
DAFTAR NOTASI xiv
BAB I PENDAHULUAN 1
11 Latar Belakang 1
12 Perumusan Masalah 2
13 Tujuan Penelitian 3
14 Mamfaat Penelitian 3
15 Pembatasan Masalah 3
16 Sistematika Penulisan 4
BAB II DASAR TEORI 6
21 Dasar Perencanaan 6
211 Jenis Pembebanan 6
2111 Beban Mati 6
2112 Beban Hidup 8
2113 Beban Angin 12
2114 Beban Gempa 13
212 Kombinasi Pembebanan 32
22 Kinerja Struktur Gedung 34
221 Kinerja Batas Layan 34
222 Kinerja Batas Kekuatan 38
2221 Perencanaan Pelat Floor Deck 38
2222 Perencanaan Pelat Chekered 41
2223 Perencanaan Batang Tekan 41
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
vi
2224 Perencanaan Batang Lentur 42
2225 Perencanaan Balok Kolom 48
2226 Perencanaan Balok Komposit 48
2227 Perencanaan Sambungan Las 59
2228 Perencanaan Sambungan Baut 63
23 Disain untuk Stabilitas 72
BAB III METODE PENELITIAN 79
31 Persiapan 79
32 Bagan Alir 79
321 Mulai 80
322 Pengumpulan Data 80
323 Studi Literatur 80
324 Tahap Disain Data 81
325 Pengolahan Data 82
326 Hasil Dan Pembahasan 82
327 Kesimpulan dan saran 82
328 Selesai 82
BAB IV HASIL DAN PEMBAHASAN 83
41 Disain Struktur Sekunder 83
411 Pelat Floor Deck 83
412 Balok Anak Pelat Floor Deck 86
413 Pelat Chekered 91
414 Siku Pengaku Pelat Chekered 93
415 Balok Anak Pelat Chekered 95
416 Gording 97
417 Sagrod 103
418 Ikatan Angin 105
419 Tangga 108
42 Disain Struktur Primer 111
421 Beban Beban Yang Bekerja 111
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
vii
4211 Beban Grafitasi 111
4212 Beban angin 112
4213 Beban Gempa 113
4214 Beban Notional 118
422 Kombinasi Beban 118
423 Kontrol Drift 119
424 Kontrol Profil 121
4241 Kolom 350 x 350 x 12 x 19 121
4242 Kolom 300 x 300 x 10 x 15 125
4243 Kolom 200 x 200 x 8 x 12 129
4244 Balok Komposit 300 x 150 x 65 x 9 133
4245 Balok Komposit 350 x 175 x 7 x 11 141
425 Dimensi Sambungan 149
4251 Sambungan Balok Kolom 149
4252 Sambungan Balok Balok 161
BAB V KESIMPULAN DAN SARAN 171
51 Kesimpulan 171
52 Saran 173
DAFTAR PUSTAKA 174
LAMPIRAN A
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
viii
DAFTAR TABEL
Tabel 21 Berat jenis bahan bangunan 6
Tabel 22 Beban Mati Tambahan (komponen gedung) 7
Tabel 23 Beban Hidup Pada Lantai Bangunan 9
Tabel 24 Beban Hidup Pada Atap 10
Tabel 25 Koefisien reduksi beban hidup 11
Tabel 26 Koefisien Beban Angin 13
Tabel 27 Kategori risiko bangunan gedung dan non gedung untuk beban
gempa 15
Tabel 28 Faktor keutamaan gempa 17
Tabel 29 Faktor R Cd dan Ω0 untuk sistem penahan gaya gempa 19
Tabel 210 Klasifikasi situs 24
Tabel 211 Koefisien situs Fa 26
Tabel 212 Koefisien situs Fv 27
Tabel 213 Kategori desain seismik berdasarkan parameter respons percepatan pada
perioda pendek 28
Tabel 214 Kategori desain seismik berdasarkan parameter respons percepatan
pada perioda 1 detik 28
Tabel 215 Nilai parameter perioda pendekatan Ct dan x 31
Tabel 216 Koefisien untuk batas perioda struktur 32
Tabel 217 Persyaratan untuk masing-masing tingkat yang menahan lebih dari
35 persen gaya geser dasar 34
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
ix
Tabel 218 Simpangan antar lantai ijin 37
Tabel 219 Tebal Minimum balok non-prategang atau pelat satu arah bila
lendutan tidak dihitung 38
Tabel 220 Rasio Tulangan Minimum Pada Pelat 40
Tabel 221 Nilai kekuatan lentur berdasarkan SNI 1729 2015 42
Tabel 222 Batas Lendutan Maksimum 46
Tabel 223 Nilai untuk Rg dan Rp untuk setiap kasus Kapasitas untuk angkur
steel headed stud 59
Tabel 224 Tebal minimum las sudut 61
Tabel 225 Pratarik baut minimum kN 64
Tabel 226 Kekuatan nominal pengencang dan bagian yang berulir ksi (MPa) 66
Tabel 227 Dimensi Lubang Nominal mm 66
Tabel 228 Jarak tepi minimum dari pusat lubang standar ke tepi dari bagian
yang disambung 67
Tabel 229 Kapasitas sambungan end-pelat menurut AISC 2003 70
Tabel 41 Beban mati struktur (rangka) 115
Tabel 42 Beban mati struktur (Atap partisi diafragma dll) 115
Tabel 43 Beban hidup struktur 116
Tabel 44 Waktu getar alami dan partisipasi massa 116
Tabel 45 Base Reaction 117
Tabel 46 Simpangan antar lantai akibat gempa X 119
Tabel 47 Simpangan antar lantai akibat gempa Y 120
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
x
Tabel 48 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 350 x 350 x 12 x 19 123
Tabel 49 Resume gaya geser Kolom 350 x 350 x 12 x 19 125
Tabel 410 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 300 x 300 x 10 x 15 127
Tabel 411 Resume gaya geser Kolom 300 x 300 x 10 x 15 129
Tabel 412 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 200 x 200 x 8 x 12 131
Tabel 413 Resume gaya geser Kolom 200 x 200 x 8 x 12 133
Tabel 414 Resume Gaya luar envelope balok komposit 300 x 150 x 65 x 9 134
Tabel 415 Resume Gaya luar envelope balok komposit 350 x 175 x 7 x 11 141
Tabel 51 Resume gaya luar dan stress ratio kolom 172
Tabel 52 Resume gaya luar dan stress ratio balok komposit 172
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xi
DAFTAR GAMBAR
Gambar 21 Jalur Cincin Api dan Gunung Berapi Sebagai Pusat Gempa 14
Gambar 22 Peta Gempa Pada SNI 1726 2012 14
Gambar 23 Respon Spektrum Gempa Rencana Wilayah Medan (SNI-03-
1726-2012) 17
Gambar 24 Penentuan simpangan antar lantai 36
Gambar 25 Diagram tegangan momen positif floor deck 39
Gambar 26 Diagram tegangan momen negatif floor deck 41
Gambar 27 Kuat Momen Lentur Nominal Akibat Tekuk Torsi Lateral 45
Gambar 28 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan
ẏ lt (ts - hfd) 50
Gambar 29 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan
ẏ gt (ts - hfd) 50
Gambar 210 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan
ẏ lt (ts + tf) 52
Gambar 211 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan
ẏ gt (ts + tf) 53
Gambar 212 Diagram tegangan balok komposit momen negatif dengan
ts gt ẏ gt (ts + tf) 55
Gambar 213 Diagram tegangan balok komposit momen negatif dengan
ẏ gt (ts + tf) 56
Gambar 214 Tebal efektif las sudut 60
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xii
Gambar 215 Panjang las longitudinal 61
Gambar 216 Momen plastis siklik pada sambungan pemikul momen 63
Gambar 217 Sambungan pemikul momen menurut AISC 2003 67
Gambar 218 Lokasi sendi plastis 68
Gambar 219 Menentukan Muc 68
Gambar 220 Geometri sambungan end-plate 68
Gambar 221 Momen kopel baut tarik terhadap sayap tekan 69
Gambar 222 Sambungan balok anak ke balok induk 72
Gambar 223 Pengaruh Orde ke-2 (AISC 2010) 74
Gambar 31 Diagram Alir Penelitian 79
Gambar 41 Tributari area elevasi +580 m 83
Gambar 42 Distribusi momen untuk pelat satu arah 84
Gambar 43 Diagram tegangan momen kopel (positif) floor deck 84
Gambar 44 Diagram tegangan momen kopel (negatif) floor deck 85
Gambar 45 Tributari area elevasi +1070 m 91
Gambar 46 Distribusi momen untuk pelat satu arah 92
Gambar 47 Rencana atap elevasi +1250 m dan +3550 m 97
Gambar 48 Kecepatan angin 98
Gambar 49 Rencana sagrod 103
Gambar 410 Tributari area ikatan angin 105
Gambar 411 Rencana tangga 108
Gambar 412 Respon spectra rencana 113
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xiii
Gambar 413 Beban notional pada etabs 2015 118
Gambar 414 Grafik simpangan antar lantai VS elevasi akibat gempa ndash X 120
Gambar 415 Grafik simpangan antar lantai VS elevasi akibat gempa ndash Y 121
Gambar 416 Rencana sambungan balok kolom IWF 350 x 175 x 7 x 11 149
Gambar 417 Rencana sambungan balok kolom IWF 300 x 150 x 65 x 9 155
Gambar 418 Rencana sambungan balok balok IWF 300 x 150 x 65 x 9 161
Gambar 419 Detail sambungan balok balok IWF 300 x 150 x 65 x 9 163
Gambar 420 Rencana sambungan balok balok IWF 250 x 125 x 6 x 9 164
Gambar 421 Detail sambungan balok balok IWF IWF 250 x 125 x 6 x 9 166
Gambar 422 Rencana sambungan balok balok IWF 200 x 100 x 55 x 8 167
Gambar 423 Detail sambungan balok balok IWF 200 x 100 x 55 x 8 169
Gambar 424 Rencana sambungan balok balok L 70 x 70 x 7 170
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xiv
DAFTAR NOTASI
A luas penampang beton (mm2)
A B luas penampang baut (mm2)
As luas tulangan tarik (mm2)
Asrsquo luas tulangan tekan (mm2)
Av luas tulangan geser dalam daerah sejarak s (mm2)
Aw luas badan profil
Cb faktor midifikasi tekuk torsi lateral untuk diagram momen tidak merata
Cd faktor amplifikasi defleksi
Cu koefisien batas prioda struktur
Cs koefisien respons seismik
Ct koefisien prioda struktur pendekatan
Cw konstanta warping
Eh gaya gempa horizontal
Ev gaya gempa vertikal
Es modulus elastisitas baja (MPa)
Ec modulus elastisitas beton (MPa)
I momen inersia (mm4)
Ie faktor keutamaan gempa
J konstanta torsi
K koefisien panjang efektif
Lp panjang plastis
Lr panjang batas untuk kondisi inelastis
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xv
Lb panjang profil tak terkekang
Mu momen maksimum pada komponen struktur (Nmm)
Mn momen tahanan nominal profilpenampang
Mux momen lentur terfaktor terhadap sumbu-x
Muy momen lentur terfaktor terhadap sumbu-y
Muc momen rencana sambungan
Mnx kuat nominal lentur penampang terhadap sumbu-x
Mny kuat nominal lentur penampang terhadap sumbu-y
N jumlah tingkat
Ni gaya notional yang bekerja pada level i
Pr gaya tekan hasil kombinasi LRFD
Pe gaya menurut euler
Pn gaya terkoreksi menurut SNI 1729 2015
Ptr Kuat tarik baut
R faktor modifikasi respons
SDS parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang perioda
pendek
S1 parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang sebesar
10 detik
Ta waktu getar struktur pendekatan
Tc waktu getar struktur analisa modal
nV kuat geser nominal (N)
Vu gaya geser hasil kombinasi LRFD
V1 gaya geser dasar nominal sebagai respons dinamik ragam yang
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xvi
pertama saja
Vt gaya geser dasar nominal yang didapat dari hasil analisis ragam
spektrum respons yang telah dilakukan
W berat seismik efektif
Y konstanta tebal end-plate
a tinggi blok tegangan (mm)
b lebar balok (mm)
c jarak serat tekan terluar ke garis netral (mm)
cv koefisien geser
d jarak dari serat tekan terluar ke titik berat tulangan tarik tinggi efektif (mm)
drsquo jarak dari serat tekan terluar ke titik berat tulangan tekan (mm)
g percepatan grafitasi
hfd tinggi floor deck
frsquoc kuat tekan beton (MPa)
ffd tegangan floor deck
fy tegangan leleh baja (MPa)
fnt tegangan tarik baut (MPa)
fnv tegangan geser baut (MPa)
h tinggi balok (mm)
kv koefisien tekuk geser pelat badan
qDL beban akibat berat sendiri (kNm)
qLL beban akibat beban hidup (kNm)
qWL beban akibat tekanan angin (kNm)
r jari jari inersia (mm4)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xvii
Δ defleksi pada elemen global
1 konstanta yang merupakan fungsi dari kelas kuat beton
δ defleksi pada elemen lokal
λ kelangsingan =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
1
BAB I
PENDAHULUAN
11 Latar Belakang
Perkembangan industri pengolahan kelapa sawit yang pesat di
Indonesia khususnya sumatera utara ahkir ahkir ini memicu pertumbuhan dan
pembangunan pabrik refinery (pemurnian) dan Fraksinasi (pemisahan) kelapa
sawit dimana pabrik refinery dan fraksinasi tersebut mendorong para
perencana bangunan untuk membuat bangunan pabrik tingkat tinggi yang
tahan gempa Dimana berdasarkan geografis Indonesia terletak di antara dua
lempeng dunia yang aktif yaitu Eurasia dan Australia Hal ini
mengkibatkan Indonesia merupakan daerah rawan gempa Akhir ndash akhir ini
gempa yang mengguncang pulau sumatera terjadi dalam skala besar tahun
2004 gempa Aceh (26 desember Skala 92) yang disertai Tsunami dan gempa
padang (30 September 2009 Skala 76) yang masih sering terjadi hingga saat
ini sehingga mengakibatkan kerusakan pada bangunan tingkat tinggi yang
cukup parah
Kondisi itu menyadarkan kita bahwa Indonesia merupakan daerah
rawan terjadinya gempa Untuk mengurangi resiko bencana yang terjadi
diperlukan konstruksi bangunan tahan gempa Hal ini pula yang menuntut
seorang perencana agar membuat perencanaan struktur bangunan tingkat tinggi
agar dapat menahan gaya yang diakibatkan oleh gempa bumi tersebut
Struktur yang kuat biasanya memiliki dimensi yang besar tetapi tidak
ekonomis jika diterapkan pada bangunan bertingkat tinggi Perhitungan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
2
dimensi biasanya didasarkan pada kolom atau balok struktur yang menanggung
beban paling besar Untuk mendapatkan dimensi penampang yang optimal
maka besar gaya-gaya yang bekerja pada struktur perlu diketahui analisa balok
maupun kolom
Dengan adanya pengaruh beban-beban yang bekerja maka kapasitas
momen akan dideformasikan merata ke seluruh elemen Apabila struktur lentur
maka pembebanan pada balok perlu diperhitungkan deformasi momennya
Tugas akhir ini merupakan studi untuk merencanakan bangunan tingkat
tinggi dengan struktur baja Dimana bangunan tingkat tinggi tersebut harus
mampu bertahan terhadap gaya gempa dan gaya grafitasi yang terjadi
12 Perumusan Masalah
Dari latar belakang dapat dirumuskan suatu permasalahan sebagai berikut
1 Bagaimana merencanakan dimensi gording terhadap momen akibat gaya
grafitasi dan angin
2 Bagaimana merencanakan tebal floor deck terhadap momen akibat gaya
grafitasi
3 Bagaimana merencanakan dimensi balok anak terhadap momen akibat
gaya grafitasi
4 Bagaimana merencanakan tangga terhadap momen akibat gaya grafitasi
5 Bagaimana merencanakan lantai dengan checkered mild steel
6 Bagaimana merencanakan dimensi kolom dan dimensi balok pada sistem
rangka pemikul momen akibat gaya gravitasi dan gaya gempa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
3
7 Bagaimana pemodelan dan menganalisa struktur dengan menggunakan
program bantu ETABS 2015
13 Tujuan Penelitian
Adapun maksud dan tujuan penulisan tugas akhir ini adalah
1 Merencanakan dimensi gording terhadap momen akibat gaya grafitasi dan
angin
2 Merencanakan tebal floor deck terhadap momen akibat gaya grafitasi
3 Merencanakan dimensi balok anak terhadap momen akibat gaya grafitasi
4 Merencanakan tangga terhadap momen akibat gaya grafitasi
5 Merencanakan lantai dengan checkered mild steel
6 Merencanakan dimensi kolom dan dimensi balok pada sistem rangka
pemikul momen akibat gaya gravitasi dan gaya gempa
7 Memodelan dan menganalisa struktur dengan menggunakan program bantu
ETABS 2015
14 Mamfaat Penelitian
Tugas akhir ini diharapkan dapat menambah ilmu dan pengetahuan tentang
perencanaan struktur baja pada bangunan yang berfungsi sebagai pabrik dengan
SNI-03-1729-2015 dan SNI-03-1726-2012
15 Pembatasan masalah
Dalam penelitian ini permasalahan dibatasi ruang lingkupnya agar tidak
terlalu luas Pembatasan masalah meliputi
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
4
a Gaya yang bekerja pada struktur utama adalah gaya gravitasi dan gempa
b Tekanan angin pada atap dihitung antara kecepatan angin maximum atau
tekanan minimum
c Jumlah Lantai 8 tingkat
d Fungsi bangunan adalah sebagai pabrik
e Mesin mempunyai struktur dan pondasi sendiri
f Gedung terletak di medan dan digunakan respons spectrum kota medan
pada SNI-03-1726-2012 pada jenis tanah keras
g Tidak meninjau struktur bawah
h Mengunakan pedoman perencanaan pembebanan untuk rumah dan gedung
(SKBI-1353-1987) sebagai acuan beban gravitasi dan beban angin
16 Sistematika Penulisan
BAB I Pendahuluan
Bab ini mencakup latar belakang penelitian tujuan penelitian
pembatasan masalah mekanisme percobaan metodologi penelitian
manfaat penelitian dan sistematika penulisan
BAB II Dasar teori
Pada bab ini berisikan tentang dasar-dasar teori yang berkaitan tentang
penelitian
BAB III Metode perencanaan
Pada bab ini berisikan tentang data spesifikasi dan perencanaan mutu
baja yang digunakan mutu beton yang di gunakan spefisikasi teknis
yang di gunakan dan metode perencanaan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
5
BAB IV Hasil dan Pembahasan
Pada bab ini membahas tentang hasil dari perencanaan struktur
sekunde perencanaan sistem rangka utama shear conector sambungan
dan gambar teknik
BAB V Kesimpulan dan Saran
Pada bab ini berisikan kesimpulan dari hasil penelitian yang diperoleh
dan saran-saran mengenai penelitian yang dilakukan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
6
BAB II
DASAR TEORI
21 Dasar Perencanaan
211 Jenis Pembebanan
Perencanakan struktur pada suatu bangunan bertingkat berdasarkan pada
gaya gaya yang akan bekerja pada bangunan tersebut struktur yang didisain harus
mampu mendukung berat bangunan beban hidup akibat fungsi bangunan tekanan
angin maupun beban khusus berupa gempa dll Beban-beban yang bekerja pada
struktur dihitung menurut Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983
2111 Beban Mati (qDL)
Beban mati adalah berat dari semua bagian dari suatu gedung yang bersifat tetap
termasuk segala unsur tambahan penyelesaianndashpenyelesaian mesin mesin serta
peralatan tetap yang merupakan bagian tak terpisahkan dari gedung ituUntuk
merencanakan gedung ini beban mati yang terdiri dari berat sendiri bahan
bangunan dan komponen gedung adalah
Tabel 21 Berat jenis bahan bangunan
No Material Berat Keterangan 1 Baja 7850 kgm3
2 Batu alam 2600 kgm3
3 Batu belah batu bulatbatu gunung 1500 kgm3 berat tumpuk 4 Batu karang 700 kgm3 berat tumpuk
5 Batu pecah 1450 kgm3
6 Besi tuang 7250 kgm3
7 Beton 2200 kgm3
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
7
Tabel 21 Berat jenis bahan bangunan (lanjutan)
No Material Berat Keterangan 8 Beton bertulang 2400 kgm3
9 Kayu 1000 kgm3 kelas I
10 Kerikil koral 1650 kgm3 kering udara sampai
11 Pasangan bata merah 1700 kgm3
12 Pasangan batu belah batu bulat 2200 kgm3
13 Pasangan batu cetak 2200 kgm3
14 Pasangan batu karang 1450 kgm3
15 Pasir 1600 kgm3 kering udara sampai
16 Pasir 1800 kgm3 jenuh air
17 Pasir kerikil koral 1850 kgm3 kering udara sampai
18 Tanah lempung dan lanau 1700 kgm3 kering udara sampai
19 Tanah lempung dan lanau 2000 kgm3 basah
20 Timah hitam timbel) 11400 kgm3
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
Tabel 22 Beban Mati Tambahan (komponen gedung)
No Material Berat Keterangan
1 Adukan per cm tebal
21
kgm2
- dari semen
- dari kapur semen merahtras 17 kgm2
2 Aspal per cm tebal 14 kgm2
3 Dinding pasangan bata merah
450
kgm2
- satu batu
- setengah batu 250 kgm2
4
Dinding pasangan batako - berlubang tebal dinding 20 cm (HB 20) tebal dinding 10 cm (HB 10)
200120
kgm2
kgm2
- tanpa lubang tebal dinding 15 cm tebal dinding 10 cm
300
200
kgm2
kgm2
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
8
Tabel 22 Beban mati tambahan (komponen gedung) (lanjutan)
No Material Berat Keterangan
5
Langit-langit amp dinding terdiri
- semen asbes (eternit) tebal
maks 4 mm
- kaca tebal 3-5 mm
11
10
kgm2
kgm2
termasuk rusuk-rusuk
tanpa pengantung atau
pengaku
6 Lantai kayu sederhana dengan 40 kgm2 tanpa langit-langit bentang
7 Penggantung langit-langit (kayu) 7 kgm2 bentang maks 5 m jarak
8 Penutup atap genteng 50 kgm2 dengan reng dan usuk kaso
9 Penutup atap sirap 40 kgm2 dengan reng dan usuk kaso
10 Penutup atap seng gelombang 10 kgm2 tanpa usuk
11 Penutup lantai ubin cm tebal 24 kgm2 ubin semen portland teraso
12 Semen asbes gelombang (5 mm) 11 kgm2
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
2112 Beban Hidup (qLL)
Beban hidup adalah semua beban yang terjadi akibat penghuni atau pengguna suatu
gedung termasuk beban ndash beban pada lantai yang berasal dari barang ndash barang yang
dapat berpindah mesin ndash mesin serta peralatan yang merupakan bagian yang tidak
terpisahkan dari gedung dan dapat diganti selama masa hidup dari gedung itu
sehingga mengakibatkan perubahan pembebanan lantai dan atap tersebut
Khususnya pada atap beban hidup dapat termasuk beban yang berasal dari air hujan
(PPIUG 1983)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
9
Beban hidup merupakan baban-beban gravitasi yang bekerja pada saat struktur
telah berfungsi namun bervariasi dalam besar dan lokasinya Contohnya adalah
beban orang furnitur perkakas yang dapat bergerak kendaraan dan barang-barang
yang dapat disimpan Secara praktis beban hidup bersifat tidak permanen
sedangkan yang lainnya sering berpindah-pindah tempatnya Karena tidak
diketahui besar lokasi dan kepadatannya besar dan posisi sebenarnya dari beban-
beban semacam itu sulit sekali ditentukan (Salmon dan Johnson 1992)
Beban hidup untuk bangunan terdiri dari beban hidup lantai dan beban hidup atap
yang bervariasi bergantung pada fungsi bangunan tersebut
Tabel 23 Beban Hidup Pada Lantai Bangunan
No Fungsi Beban Hidup
a Lantai dan tangga rumah tinggal kecuali disebut no b 200 kgm2
b Lantai amp tangga rumah tinggal sederhana dan gudang gudang tidak penting yang bukan untuk toko pabrik atau bengkel
125 kgm2
c Lantai sekolah ruang kuliah Kantor Toko toserba Restoran Hotel asrama Rumah Sakit
250 kgm2
d Lantai ruang olahraga 400 kgm2
e Lantai ruang dansa 500 kgm2
f Lantai dan balkon dalam dari ruang pertemuan yang lain dari pada yang disebut dalam a sd e seperti masjid gereja ruang pagelaranrapat bioskop dengan tempat duduk tetap
400 kgm2
g Lantai panggung dengan tempat duduk tidak tetap atau untuk penonton yang berdiri
500 kgm2
h Lantai Tangga bordes tangga dan gang dari yang disebut dalam c
300 kgm2
i Lantai Tangga bordes tangga dan gang dari yang disebut dalam d e f dan g
500 kgm2
j Lantai ruang pelengkap dari yang disebut dalam c d e f dan g
250 kgm2
k
Lantai Pabrik bengkel gudang Perpustakaan ruang arsiptoko buku toko besi ruang alat alat dan ruang mesin harus direncanakan terhadap beban hidup ditentukan tersendiri dengan minimum
400 kgm2
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
10
Tabel 23 Beban Hidup Pada Lantai Bangunan (lanjutan)
No Fungsi Beban Hidup
l Lantai gedung parkir bertingkat - Lantai bawah - Lantai tingkat lainnya
800 kgm2
400 kgm2
m Lantai balkon-balkon yang menjorok bebas keluar harus direncanakan terhadap beban hidupdari lantai ruang berbatasan dengan minimum
300 kgm2
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
Tabel 24 Beban Hidup Pada Atap
No Fungsi Beban Hidup
a Atap bagiannya dapat dicapai orang termasuk kanopi dan atap dak
100 kgm2
b Atap bagiannya tidak dapat dicapai orang (diambil min) - beban hujan - beban terpusat
20 kgm2 100 kg
c Balokgording tepi kantilever 200 kgm2
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
Berhubung peluang untuk terjadi beban hidup penuh yang membebani semua
bagian dan semua unsur struktur pemikul secara serempak selama unsur gedung
tersebut adalah sangat kecil maka pada perencanaan balok induk dan portal dari
system pemikul beban dari suatu struktur gedung beban hidupnya dikalikan
dengan suatu koefisien reduksi yang nilainya tergantung pada penggunaan
gedung yang ditinjau dan yang dicantumkan pada tabel 25
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
11
Tabel 25 Koefisien reduksi beban hidup
Penggunaan gedung
Koefisien Reduksi Beban HidupPerencanaan balok
induk dan portal Peninjauan
gempa
PERUMAHANPENGHUNIAN
Rumah tinggal asrama hotel rumah sakit
075 030
PENDIDIKAN Sekolah Ruang kuliah
090
050
PERTEMUAN UMUM Mesjid gereja bioskop restoran ruang dansa ruang pagelaran
090 050
KANTOR Kantor Bank 060 030
PERDAGANGAN
Toko toserba pasar 080 080
PENYIMPANAN
Gudang perpustakaan ruang arsip 080 080
INDUSTRI Pabrik bengkel 100 090
TEMPAT KENDARAAN
Garasi gedung parkir 090 050
GANG amp TANGGA - Perumahanpenghunian - Pendidikan kantor - Pertemuan umum perdagangan - Penyimpanan industri tempat
kendaraan
075 075 090
030 050 050
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
12
2113 Beban Angin (qWL)
Besarnya beban angin yang bekerja pada struktur bangunan tergantung dari
kecepatan angin rapat massa udara letak geografis bentuk dan ketinggian
bangunan serta kekakuan struktur Bangunan yang berada pada lintasan angin
akan menyebabkan angin berbelok atau dapat berhenti Sebagai akibatnya energi
kinetik dari angin akan berubah menjadi energi potensial yang berupa tekanan atau
hisapan pada bangunan Beban Angin adalah semua beban yang bekerja pada
gedung atau bagian gedung
Beban Angin ditentukan dengan menganggap adanya tekanan positif dan tekanan
negatif (hisapan) yang bekerja tegak lurus pada bidang yang ditinjau Besarnya
tekanan positif dan negatif yang dinyatakan dalam kgm2 ini ditentukan dengan
mengalikan tekanan tiup dengan koefisien ndash koefisien angin Tekan tiup harus
diambil minimum 25 kgm2 kecuali untuk daerah di laut dan di tepi laut sampai
sejauh 5 km dari tepi pantai Pada daerah tersebut tekanan hisap diambil minimum
40 kg m2 (dimana V adalah kecepatan angin dalam mdet yang harus ditentukan
oleh instansi yang berwenang Sedangkan koefisien angin ( + berarti tekanan dan ndash
berarti isapan ) beban tekanan angin disederhanakan dalam bentuk koefisen angin
yang di rangkum dalam tabel 26
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
13
Tabel 26 Koefisien Beban Angin
No Jenis Gedung Struktur Posisi Tinjauan Koefisien 1 Gedung tertutup
a Dinding vertikal b Atap segitiga
c Atap segitiga majemuk
- di pihak angin - di belakang angin - sejajar arah angin
- di pihak angin (α lt 65o)
- di pihak angin (65o lt α lt90o) - di belakang angin (semua sudut)
- bidang atap di pihak angin (α lt 65o ) - bidang atap di pihak angin
(65oltαlt90o) - bidang atap di belakang angin (semua sudut)
- bidang atap vertikal di belakang angin (semua sudut)
+ 09 - 04 - 04
( 002α - 04)
+ 09 - 04
( 002α - 04)
+ 09
- 04
+ 04
2 Gedung terbuka sebelah Sama dengan No1 dengan tambahan
- bid dinding dalam di pihak angin
- bid dinding dalam di belakang angin
+ 06
- 03
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
2114Beban Gempa
Perhitungan beban gempa dilakukan dengan standart Tata Cara Perencanaan
ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 1726 2012 Pada
peraturan tersebut menggunakan percepatan permukaan tanah (PGA) sebagai acuan
dasar standart Percepatan permukaan tanah adalah percepatan tanah yang sampai
ke lokasi bangunan tersebut akibat adanya gempa dari pusat gempa Variasi
percepatan permukaan tanah bervariasi tergantung jarak dari pusat gempa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
14
Sumber httpekspedisikompascomcincinapiindexphpinfografis39
Gambar 21 Jalur Cincin Api dan Gunung Berapi Sebagai Pusat Gempa
Gambar 22 Peta Gempa Pada SNI 1726 2012
Beban Gempa rencana pada SNI 1726 2012 ditetapkan sebagai gempa dengan
kemungkinan terlewati besaran nya selama umur struktur bangunan 50 tahun
sebesar 2 Untuk berbagai kategori risiko struktur bangunan gedung dan non
gedung sesuai Tabel 1 pengaruh gempa rencana terhadapnya harus dikalikan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
15
dengan suatu faktor keutamaan Ie menurut Tabel 2 Khusus untuk struktur
bangunan dengan kategori risiko IV bila dibutuhkan pintu masuk untuk
operasional dari struktur bangunan yang bersebelahan maka struktur bangunan
yang bersebelahan tersebut harus didesain sesuai dengan kategori risiko IV
Tabel 27 Kategori risiko bangunan gedung dan non gedung untuk beban
gempa
Jenis pemanfaatan Kategori risiko
Gedung dan non gedung yang memiliki risiko rendah terhadap jiwa manusia pada saat terjadi kegagalan termasuk tapi tidak dibatasi untuk antara lain
- Fasilitas pertanian perkebunan perternakan dan perikanan - Fasilitas sementara - Gudang penyimpanan - Rumah jaga dan struktur kecil lainnya
I
Semua gedung dan struktur lain kecuali yang termasuk dalam kategori risiko IIIIIV termasuk tapi tidak dibatasi untuk
- Perumahan - Rumah toko dan rumah kantor - Pasar - Gedung perkantoran - Gedung apartemen rumah susun - Pusat perbelanjaan mall - Bangunan industri - Fasilitas manufaktur - Pabrik
II
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
16
Tabel 27 Kategori risiko bangunan gedung dan non gedung untuk beban
gempa (lanjutan)
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
Jenis pemanfaatan Kategori risiko
Gedung dan non gedung yang memiliki risiko tinggi terhadap jiwa manusia pada saat terjadi kegagalan termasuk tapi tidak dibatasi untuk
- Bioskop - Gedung pertemuan - Stadion - Fasilitas kesehatan yang tidak memiliki unit bedah dan unit gawat darurat - Fasilitas penitipan anak - Penjara - Bangunan untuk orang jompo
Gedung dan non gedung tidak termasuk kedalam kategori risiko IV yang memiliki potensi untuk menyebabkan dampak ekonomi yang besar danatau gangguan massal terhadap kehidupan masyarakat sehari-hari bila terjadi kegagalan termasuk tapi tidak dibatasi untuk
- Pusat pembangkit listrik biasa - Fasilitas penanganan air - Fasilitas penanganan limbah - Pusat telekomunikasi
Gedung dan non gedung yang tidak termasuk dalam kategori risiko IV (termasuk tetapi tidak dibatasi untuk fasilitas manufaktur proses penanganan penyimpanan penggunaan atau tempat pembuangan bahan bakar berbahaya bahan kimia berbahaya limbah berbahaya atau bahan yang mudah meledak) yang mengandung bahan beracun atau peledak di mana jumlah kandungan bahannya melebihi nilai batas yang disyaratkan oleh instansi yang berwenang dan cukup menimbulkan bahaya bagi masyarakat jika terjadi kebocoran
III
Gedung dan non gedung yang ditunjukkan sebagai fasilitas yang penting termasuk tetapi tidak dibatasi untuk
- Bangunan-bangunan monumental - Gedung sekolah dan fasilitas pendidikan - Rumah sakit dan fasilitas kesehatan lainnya yang memiliki fasilitas bedah
dan unit gawat darurat - Fasilitas pemadam kebakaran ambulans dan kantor polisi serta garasi
kendaraan darurat - Tempat perlindungan terhadap gempa bumi angin badai dan tempat
perlindungan darurat lainnya - Fasilitas kesiapan darurat komunikasi pusat operasi dan fasilitas lainnya
untuk tanggap darurat - Pusat pembangkit energi dan fasilitas publik lainnya yang dibutuhkan pada
saat keadaan darurat - Struktur tambahan (termasuk menara telekomunikasi tangki penyimpanan
bahan bakar menara pendingin struktur stasiun listrik tangki air pemadam kebakaran atau struktur rumah atau struktur pendukung air atau material atau peralatan pemadam kebakaran ) yang disyaratkan untuk beroperasi pada saat keadaan darurat
Gedung dan non gedung yang dibutuhkan untuk mempertahankan fungsi struktur bangunan lain yang masuk ke dalam kategori risiko IV
IV
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
17
Tabel 28 Faktor keutamaan gempa
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
lokasi proyek berada pada daerah wilayah medan (045g = 441 ms2) sehingga
di digunakan spectrum rencana sebagai berikut
Sumber httppuskimpugoidAplikasidesain_spektra_indonesia_2011
Gambar 23 Respon Spektrum Gempa Rencana Wilayah Medan
(SNI-03-1726-2012)
Kategori risiko Faktor keutamaan gempa Ie
I atau II 10III 125IV 150
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
18
Sistem penahan gaya gempa lateral dan vertikal dasar harus memenuhi salah
satu tipe yang ditunjukkan dalam Tabel 9 atau kombinasi sistem seperti dalam
722 723 dan 724 Pembagian setiap tipe berdasarkan pada elemen vertikal
yang digunakan untuk menahan gaya gempa lateral Sistem struktur yang
digunakan harus sesuai dengan batasan system struktur dan batasan ketinggian
struktur yang ditunjukkan dalam Tabel 9 Koefisien modifikasi respons yang
sesuai R faktor kuat lebih sistem 0 Ω dan koefisien amplifikasi defleksi d C
sebagaimana ditunjukkan dalam Tabel9 harus digunakan dalam penentuan
geser dasar gaya desain elemen dan simpangan antarlantai tingkatdesain
Setiap sistem penahan gaya gempa yang dipilih harus dirancang dan didetailkan
sesuai dengan persyaratan khusus bagi sistem tersebut yang ditetapkan dalam
dokumen acuan yang berlaku seperti terdaftar dalam Tabel 9 dan persyaratan
tambahan yang ditetapkan dalam 714 Sistem penahan gaya gempa yang tidak
termuat dalam Tabel 9 diijinkan apabila data analitis dan data uji diserahkan
kepada pihak yang berwenang memberikan persetujuan yang membentuk
karakteristik dinamis dan menunjukkan tahanan gaya lateral dan kapasitas
disipasi energi agar ekivalen dengan sistem struktur yang terdaftar dalam Tabel
9 untuk nilainilai ekivalen dari koefisien modifikasi respons R koefisien kuat-
lebih sistem Ω0 dan factor amplifikasi defleksi Cd (SNI 17262012)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
19
Tabel 29 Faktor R Cd dan Ω0 untuk sistem penahan gaya gempa
Sistem penahan-gaya seismik
Koefisien modifika
si respons
Ra
Faktor kuat- lebih sistem
Ω0g
Faktor
pembesaran defleksi
Cdb
Batasan sistem struktur dan batasan
tinggi struktur h (m) c
Kategori desain seismik
B C D
d E d
F e
A Sistem dinding penumpu 711 712 713 714 715 716 717 718
1 Dinding geser beton bertulang khusus 5 2frac12 5 TB TB 48 48 30
2 Dinding geser beton bertulang biasa 4 2frac12 4 TB TB TI TI TI
3 Dinding geser beton polos didetail 2 2frac12 2 TB TI TI TI TI
4 Dinding geser beton polos biasa 1frac12 2frac12 1frac12 TB TI TI TI TI
5 Dinding geser pracetak menengah 4 2frac12 4 TB TB 12k 12k 12k
6 Dinding geser pracetak biasa 3 2frac12 3 TB TI TI TI TI
7 Dinding geser batu bata bertulang khusus 5 2frac12 3frac12 TB TB 48 48 30
8 Dinding geser batu bata bertulang h
3frac12 2frac12 2frac14 TB TB TI TI TI
9 Dinding geser batu bata bertulang biasa 2 2frac12 1frac34 TB 48 TI TI TI
10Dinding geser batu bata polos didetail 2 2frac12 1frac34 TB TI TI TI TI
11Dinding geser batu bata polos biasa 1frac12 2frac12 1frac14 TB TI TI TI TI
12Dinding geser batu bata prategang 1frac12 2frac12 1frac34 TB TI TI TI TI
13Dinding geser batu bata ringan (AAC) bertulang biasa
2 2frac12 2 TB 10 TI TI TI
14Dinding geser batu bata ringan (AAC) polos biasa
1frac12 2frac12 1frac12 TB TI TI TI TI
15Dinding rangka ringan (kayu) dilapisidengan panel struktur kayu yang ditujukanuntuk tahanan geser atau dengan lembaran baja
6frac12 3 4 TB TB 20 20 20
16Dinding rangka ringan (baja canai dingin)yang dilapisi dengan panel struktur kayuyang ditujukan untuk tahanan geser ataudengan lembaran baja
6frac12 3 4 TB TB 20 20 20
17 Dinding rangka ringan dengan panel geser dari semua material lainnya
2 2frac12 2 TB TB 10 TI TI
18Sistem dinding rangka ringan (baja canai dingin) menggunakan bresing strip datar
4 2 3frac12 TB TB 20 20 20
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
20
Tabel 29 Faktor R Cd dan Ω0 untuk sistem penahan gaya gempa (lanjutan)
Sistem penahan-gaya seismik
Koefisien modifikasi respons
Ra
Faktor kuat- lebih sistem
Ω0g
Faktor
pembesarandefleksi
Cdb
Batasan sistem struktur dan batasan
tinggi struktur h (m) c
Kategori desain seismik
B C D d E
d F
e
B Sistem rangka bangunan
1 Rangka baja dengan bresing eksentris 8 2 4 TB TB 48 48 30
2 Rangka baja dengan bresing konsentris 6 2 5 TB TB 48 48 30 3 Rangka baja dengan bresing konsentris biasa 3frac14 2 3frac14 TB TB 10j 10j TIj
4 Dinding geser beton bertulang khusus 6 2frac12 5 TB TB 48 48 30
5 Dinding geser beton bertulang biasa 5 2frac12 4 TB TB TI TI TI 6 Dinding geser beton polos detail 2 2frac12 2 TB TI TI TI TI
7 Dinding geser beton polos biasa 1frac12 2frac12 1 TB T TI TI TI
8 Dinding geser pracetak menengah 5 2frac12 4 TB TB 12k 12k 12k
9 Dinding geser pracetak biasa 4 2frac12 4 TB TI TI TI TI 10Rangka baja dan beton komposit
dengan bresing eksentris 8 2 4 TB TB 48 48 30
11Rangka baja dan beton komposit dengan bresing konsentris khusus
5 2 4frac12
TB TB 48 48 30
12Rangka baja dan beton komposit dengan bresing biasa
3 2 3 TB TB TI TI TI
13Dinding geser pelat baja dan beton komposit 6frac12 2frac12 5 TB TB 48 48 30
14Dinding geser baja dan beton komposit 6 2frac12 5 TB TB 48 48 30
15Dinding geser baja dan beton komposit biasa 5 2frac12 4 TB TB TI TI TI
16Dinding geser batu bata bertulang khusus 5frac12 2frac12 4 TB TB 48 48 30
17Dinding geser batu bata bertulang menengah 4 2frac12 4 TB TB TI TI TI
18Dinding geser batu bata bertulang biasa 2 2frac12 2 TB 48 TI TI TI
19Dinding geser batu bata polos didetail 2 2frac12 2 TB TI TI TI TI
20Dinding geser batu bata polos biasa 1frac12 2frac12 1 TB T TI TI TI
21Dinding geser batu bata prategang 1frac12 2frac12 1 TB T TI TI TI
22Dinding rangka ringan (kayu) yang dilapisi dengan panel struktur kayu yangdimaksudkan untuk tahanan geser
7 2frac12 4frac12 TB TB 22 22 22
23Dinding rangka ringan (baja canai dingin)yang dilapisi dengan panel struktur kayuyang dimaksudkan untuk tahanan geser atau dengan lembaran baja
7 2frac12 4frac12 TB TB 22 22 22
24Dinding rangka ringan dengan panel geser dari semua material lainnya
2frac12 2frac12 2frac12 TB TB 10 TB TB
25Rangka baja dengan bresing terkekang terhadap tekuk
8 2frac12 5 TB TB 48 48 30
26Dinding geser pelat baja khusus 7 2 6 TB TB 4 48 30
C Sistem rangka pemikul momen
1 Rangka baja pemikul momen khusus 8 3 5frac12 TB TB T TB TB
2 Rangka batang baja pemikul momen khusus 7 3 5frac12 TB TB 48 30 TI
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
21
Tabel 29 Faktor R Cd dan Ω0 untuk sistem penahan gaya gempa (lanjutan)
Sistem penahan-gaya seismik
Koefisien
modifikasi respons
Ra
Faktor kuat- lebih sistem
Ω0g
Faktor
pembesaran defleksi
Cdb
Batasan sistem struktur dan batasan
tinggi struktur h (m) c
Kategori desain seismik
B C Dd E
d F
e
3 Rangka baja pemikul momen menengah 4frac12 3 4 TB 1TB 10hi TIh TIi
4 Rangka baja pemikul momen biasa 3frac12 3 3 TB TB TIh TIh TIi
5 Rangka beton bertulang pemikul momen khusus
8 3 5frac12 TB TB TB TB TB
6 Rangka beton bertulang pemikul momen menengah
5 3 4frac12 TB TB TI TI TI
7 Rangka beton bertulang pemikul momen 3 3 2frac12 TB TI TI TI TI
8 Rangka baja dan beton komposit pemikul momen khusus
8 3 5frac12 TB TB TB TB TB
9 Rangka baja dan beton komposit pemikul momen menengah
5 3 4frac12 TB TB TI TI TI
10Rangka baja dan beton komposit terkekang parsial pemikul momen
6 3 5frac12 48 48 30 TI TI
11Rangka baja dan beton komposit pemikul momen biasa
3 3 2frac12 TB TI TI TI TI
12 Rangka baja canai dingin pemikul momen khusus dengan pembautan
3frac12 3o 3frac12 10 10 10 10 10
D Sistem ganda dengan rangka pemikul momen khusus yang mampu menahan paling sedikit 25 persen gaya gempayang ditetapkan
1 Rangka baja dengan bresing eksentris 8 2frac12 4 TB TB TB TB TB
2 Rangka baja dengan bresing konsentris khusus
7 2frac12 5frac12 TB TB TB TB TB
3 Dinding geser beton bertulang khusus 7 2frac12 5frac12 TB TB TB TB TB
4 Dinding geser beton bertulang biasa 6 2frac12 5 TB TB TI TI TI
5 Rangka baja dan beton komposit dengan bresing eksentris
8 2frac12 4 TB TB TB TB TB
6 Rangka baja dan beton komposit dengan bresing konsentris khusus
6 2frac12 5 TB TB TB TB TB
7 Dinding geser pelat baja dan beton 7frac12 2frac12 6 TB TB TB TB TB
8 Dinding geser baja dan beton komposit 7 2frac12 6 TB TB TB TB TB
9 Dinding geser baja dan beton komposit 6 2frac12 5 TB TB TI TI TI 10Dinding geser batu bata bertulang khusus 5frac12 3 5 TB TB TB TB TB
11Dinding geser batu bata bertulang 4 3 3frac12 TB TB TI TI TI
12Rangka baja dengan bresing terkekang terhadap tekuk
8 2frac12 5 TB TB TB TB TB
13Dinding geser pelat baja khusus 8 2frac12 6frac12 TB TB TB TB TB
E Sistem ganda dengan rangka pemikul momen menengah mampu menahan paling sedikit 25 persen gayagempayang ditetapkan
1 Rangka baja dengan bresing
konsentris khususf
6 2frac12 5 TB TB 10 TI TIhk
2 Dinding geser beton bertulang khusus 6frac12 2frac12 5 TB TB 48 30 30
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
22
Tabel 29 Faktor R Cd dan Ω0 untuk sistem penahan gaya gempa (lanjutan)
Sistem penahan-gaya seismik
Koefisien
modifikasi respons
Ra
Faktor kuat- lebih sistem
Ω0g 0
Faktor
pembesaran defleksi
Cdb
Batasan sistem struktur dan batasan
tinggi struktur h (m) c
Kategori desain seismik
B C Dd E d F e
3 Dinding geser batu bata bertulang biasa 3 3 2frac12 TB 48 TI T TI 4 Dinding geser batu bata bertulang 3frac12 3 3 TB TB TI TI TI
5 Rangka baja dan beton komposit dengan bresing konsentris khusus
5frac12 2frac12 4frac12 TB TB 48 30 TI
6 Rangka baja dan beton komposit dengan bresing biasa
3frac12 2frac12 3 TB TB TI TI TI
7 Dinding geser baja dan betonkomposit 5 3 4frac12 TB TB TI TI TI
8 Dinding geser beton bertulang biasa 5frac12 2frac12 4frac12 TB TB TI TI TI
F Sistem interaktif dinding geser-rangka dengan rangka pemikul momen beton bertulang biasa dan dinding geser beton bertulang biasa
4frac12 2frac12 4 TB TI TI TI TI
G Sistem kolom kantilever didetail untuk memenuhi persyaratan
1 Sistem kolom baja dengan kantilever khusus
2frac12 1frac14 2frac12 10 10 10 10 10
2 Sistem kolom baja dengan kantilever biasa 1frac14 1frac14 1frac14 10 10 TI TIhi TIh
i3 Rangka beton bertulang pemikul momen
khusus 2frac12 1frac14 2frac12 10 10 10 10 10
4 Rangka beton bertulang pemikul momen menengah
1frac12 1frac14 1frac12 10 10 TI TI TI
5 Rangka beton bertulang pemikul momen biasa
1 1frac14 1 10 TI TI TI TI
6 Rangka kayu 1frac12 1frac12 1frac12 10 10 10 TI TI
H Sistem baja tidak didetail secara khusus untuk ketahanan seismik tidak termasuk sistem kolom kantilever
3 3 3 TB TB TI TI TI
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
Bekerjanya beban untuk bangunan bertingkat berlaku sistem gravitasi yaitu
elemen struktur yang berada di atas akan membebani elemen struktur di
bawahnya atau dengan kata lain elemen struktur yang mempunyai kekuatan
lebih besar akan menahan atau memikul elemen struktur yang mempunyai
kekuatan lebih kecil
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
23
Dengan demikian sistem bekerjanya beban untuk elemen ndash elemen struktur
gedung bertingkat secara umum dapat dinyatakan sebagai berikut beban pelat
lantai didistribusikan terhadap balok anak dan balok portal beban balok portal
didistribusikan ke kolom dan beban kolom kemudian diteruskan ke tanah dasar
melalui pondasi
Dalam perumusan kriteria desain seismik suatu bangunan di permukaan tanah
atau penentuan amplifikasi besaran percepatan gempa puncak dari batuan dasar
ke permukaan tanah untuk suatu situs maka situs tersebut harus diklasifikasikan
terlebih dahulu Profil tanah di situs harus diklasifikasikan sesuai dengan Tabel
210 berdasarkan profil tanah lapisan 30 m paling atas Penetapan kelas situs
harus melalui penyelidikan tanah di lapangan dan dilaboratorium yang
dilakukan oleh otoritas yang berwewenang atau ahli desain geoteknik
bersertifikat dengan minimal mengukur secara independen dua dari tiga
parameter tanah yang tercantum dalam Tabel 210 Dalam hal ini kelas situs
dengan kondisi yang lebih buruk harus diberlakukan Apabila tidak tersedia data
tanah yang spesifik pada situs sampai kedalaman 30 m maka sifat-sifat tanah
harus diestimasi oleh seorang ahli geoteknik yang memiliki sertifikatijin
keahlian yang menyiapkan laporan penyelidikan tanah berdasarkan kondisi
getekniknya Penetapan kelas situs SA dan kelas situs SB tidak diperkenankan
jika terdapat lebih dari 3 m lapisan tanah antara dasar telapak atau rakit fondasi
dan permukaan batuan dasar (SNI 17262012)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
24
Tabel 210 Klasifikasi situs
Kelas situs vs (mdetik) N atau N ch su (kPa)
SA (batuan keras) gt1500 NA NA SB (batuan) 750 sampai 1500 NA NA SC (tanah keras sangat padat dan batuan lunak)
350 sampai 750 gt50
2100
SD (tanah sedang) 175 sampai 350 15sampai 50 50 sampai100 lt 175 lt15 lt 50SE (tanah lunak) Atau setiap profil tanah yang mengandung lebih dari 3 m tanah dengan
karateristik sebagai berikut 1 Indeks plastisitas PI gt 20 2 Kadar air w 2 40 3 Kuat geser niralir su lt 25 kPa
SF (tanah khusus)
Setiap profil lapisan tanah yang memiliki salah satu atau lebih dari karakteristik berikut - Rawan dan berpotensi gagal atau runtuh akibat beban gempa seperti
mudah likuifaksi lempung sangat sensitif tanah tersementasi lemah - Lempung sangat organik danatau gambut (ketebalan H gt 3 m)
- Lempung berplastisitas sangat tinggi (ketebalan H gt 75 m dengan
Indeks Plasitisitas PI gt 75 ) Lapisan lempung lunaksetengah teguh dengan ketebalan H gt 35 m
dengan su lt 50 kPa
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
- Kecepatan rata-rata gelombang geser Vs
Dimana
di = tebal setiap lapisan antara kedalaman 0 sampai 30 meter
Vsi = kecepatan gelombang geser lapisan i dinyatakan dalam meter per
detik (mdetik)
- Tahanan penetrasi standar lapangan rata-rata N
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
25
Dimana
di = tebal setiap lapisan antara kedalaman 0 sampai 30 meter
Ni = tahanan penetrasi standar 60 persen energy ( N60 ) yang terukur
langsung di lapangan tanpa koreksi dengan nilai tidak lebih dari
305 pukulanm
- Kuat geser niralir rata-rata Su
Dimana
dc = jumlah ketebalan total dari lapisan - lapisan tanah kohesif di
dalam lapisan 30 meter paling atas
Sui = kuat geser niralir (kPa) dengan nilai tidak lebih dari 250 kPa
Untuk penentuan respons spektral percepatan gempa MCER di permukaan tanah
diperlukan suatu faktor amplifikasi seismik pada perioda 02 detik dan perioda 1
detik Faktor amplifikasi meliputi faktor amplifikasi getaran terkait percepatan pada
getaran perioda pendek (Fa) dan faktor amplifikasi terkait percepatan yang
mewakili getaran perioda 1 detik (Fv) Parameter spektrum respons percepatan pada
perioda pendek (SMS) dan perioda 1 detik (SM1) Yang disesuaikan dengan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
26
pengaruh klasifikasi situs (SNI 17262012) harus ditentukan dengan perumusan
berikut ini
SMS = Fa Ss
SM1 = Fv S1
Dimana
Ss = parameter respons spektral percepatan gempa MCER terpetakan untuk
perioda pendek
S1 = parameter respons spektral percepatan gempa MCER terpetakan untuk
perioda 10 detik
dan koefisien situs Fa dan Fv mengikuti Tabel 211 dan Tabel 212
Tabel 211 Koefisien situs Fa
Kelas situs
Parameter respons spektral percepatan gempa (MCER) terpetakan padaperioda pendek T=02 detik Ss
Ss s 025 Ss = 05 Ss = 075 Ss = 10 Ss 2 125 SA 08 08 08 08 08SB 10 10 10 10 10SC 12 12 11 10 10SD 16 14 12 11 10SE 25 17 12 09 09SF SSb
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
CATATAN
- Untuk nilai-nilai antara Ss dapat dilakukan interpolasi linier
- SS = Situs yang memerlukan investigasi geoteknik spesifik dan analisis respons situs spesifik
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
27
Tabel 212 Koefisien situs Fv
Kelas situs
Parameter respons spektral percepatan gempa MCER terpetakan padaperioda 1 detik S1
S1 s 01 S1 = 02 S1 = 03 S1 = 04 S1 2 05 SA 08 08 08 08 08SB 10 10 10 10 10SC 17 16 15 14 13SD 24 2 18 16 15SE 35 32 28 24 24SF SSb
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
CATATAN
- Untuk nilai-nilai antara Ss dapat dilakukan interpolasi linier
- SS = Situs yang memerlukan investigasi geoteknik spesifik dan analisis respons situs spesifik Struktur harus ditetapkan memiliki suatu kategori desain seismik Struktur dengan
kategori risiko I II atau III yang berlokasi di mana parameter respons spektral
percepatan terpetakan pada perioda 1 detik S1 lebih besar dari atau sama dengan
075 harus ditetapkan sebagai struktur dengan kategori desain seismik E Struktur
yang berkategori risiko IV yang berlokasi di mana parameter respons spektral
percepatan terpetakan pada perioda 1 detik S1 lebih besar dari atau sama dengan
075 harus ditetapkan sebagai struktur dengan kategori desain seismik F Semua
struktur lainnya harus ditetapkan kategori desain seismiknya berdasarkan kategori
risikonya dan parameter respons spektral percepatan desainnya SDS dan SD1
Masing-masing bangunan dan struktur harus ditetapkan ke dalam kategori desain
seismik yang lebih parah dengan mengacu pada Tabel 213 atau 214 terlepas dari
nilai perioda fundamental getaran struktur T (SNI 17262012)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
28
Tabel 213 Kategori desain seismik berdasarkan parameter respons percepatan pada perioda pendek
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
Tabel 214 Kategori desain seismik berdasarkan parameter respons
percepatan pada perioda 1 detik
Nilai S D1 Kategori risiko
I atau II atau III IV
SD1 lt 0167 A A
0067 lt SD1 lt 0133 B C
0133 lt SD1 lt 020 C D
020 lt SD1 D D (Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung
dan non gedung SNI 17262012)
Geser dasar seismik V dalam arah yang ditetapkan harus ditentukan sesuai
dengan persamaan berikut
V = Cs W
Keterangan
Cs = koefisien respons seismik
W = berat seismik efektif
Berat seismik efektif struktur W menurut SNI 17262012 harus menyertakan
seluruh beban mati dan beban lainnya yang terdaftar di bawah ini
Nilai SDS Kategori risiko
I atau II atau III IV
SDS lt 0167 A A
0167 lt SDS lt 033 B C
033 lt SDS lt 050 C D
050 lt SDS D D
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
29
1 Dalam daerah yang digunakan untuk penyimpanan minimum sebesar 25
persen beban hidup lantai (beban hidup lantai di garasi publik dan struktur
parkiran terbuka serta beban penyimpanan yang tidak melebihi 5 persen
dari berat seismik efektif pada suatu lantai tidak perlu disertakan)
2 Jika ketentuan untuk partisi disyaratkan dalam desain beban lantai diambil
sebagai yang terbesar di antara berat partisi aktual atau berat daerah lantai
minimum sebesar 048 kNm2
3 Berat operasional total dari peralatan yang permanen
4 Berat lansekap dan beban lainnya pada taman atap dan luasan sejenis
lainnya
Koefisien respons seismik Cs harus ditentukan sesuai dengan
Cs =
Dimana
SDS = parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang perioda
pendek
R = faktor modifikasi respons dalam Tabel 29
Ie = faktor keutamaan gempa yang ditentukan sesuai Tabel 28
Nilai Cs yang dihitung sesuai dengan Persamaan diatas tidak perlu melebihi Cs dari
persamaan di bawah
Cs =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
30
Cs yang di dapatkan harus tidak kurang dari
Cmin = 0044 SDS Ie gt 001
Sebagai tambahan untuk struktur yang berlokasi di daerah di mana 1 S sama
dengan atau lebih besar dari 06g maka Cs harus tidak kurang dari
Cs =
Dimana
SDS = parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang perioda
pendek
SD1 = parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang sebesar
10 detik
R = faktor modifikasi respons dalam Tabel 29
Ie = faktor keutamaan gempa yang ditentukan sesuai Tabel 28
T = perioda fundamental struktur (detik)
Perioda fundamental pendekatan Ta dalam detik harus ditentukan dari
Ta = Ct
Dimana
hn = ketinggian struktur dalam (m)
Ct = koefisien prioda struktur pendekatan yang ditentukan dalam tabel 213
x = koefisien ketinggian yang ditentukan dalam tabel 213
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
31
Tabel 215 Nilai parameter perioda pendekatan Ct dan x
Tipe struktur Ct x
Sistem rangka pemikul momen di mana rangka memikul 100 persen gaya gempa yang disyaratkan dan tidak dilingkupi atau dihubungkan dengan komponen yang lebih kaku dan akan mencegah rangka dari defleksi jika dikenai gaya gempa
Rangka baja pemikul momen 00724 a 08
Rangka beton pemikul momen 00466 a 09
Rangka baja dengan bresing eksentris 00731 a 075
Rangka baja dengan bresing terkekang terhadap tekuk 00731 a 075
Semua sistem struktur lainnya 00488 a 075
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
Sebagai alternatif menurut SNI 17262012 untuk menentukan perioda fundamental
pendekatan Ta dalam detik dari persamaan berikut untuk struktur dengan
ketinggian tidak melebihi 12 tingkat di mana sistem penahan gaya gempa terdiri
dari rangka penahan momen beton atau baja secara keseluruhan dan tinggi tingkat
paling sedikit 3 m
Ta = 01N
Dimana
N = jumlah tingkat (m)
Perioda fundamental struktur harus dibatasi dengan
Tmax = Cu Ta
Dimana
Ta = waktu getar struktur dalam (m)
Cu = koefisien batas prioda struktur yang ditentukan dalam tabel 214
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
32
Tabel 216 Koefisien untuk batas perioda struktur
Parameter percepatan respons spektral desain pada 1 detik S D1
Koefisien Cu
gt 04 14 03 14 02 15
015 16
lt 01 17 (Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur
gedung dan non gedung SNI 17262012)
212 Kombinasi Pembebanan
komponen-elemen struktur dan elemen-elemen fondasi menurut SNI
17262012 harus dirancang sedemikian hingga kuat rencananya sama atau melebihi
pengaruh beban-beban terfaktor dengan kombinasi-kombinasi sebagai berikut
1 14D
2 12D + 16L + 05(Lr atau R)
3 12D + 16(Lr atau R) + (L atau 05W)
4 12D + 10 W + L + 05(Lr atau R)
5 12D + 10 E + L
6 09D + 10 W
7 09D + 10 E
8
Pengaruh beban gempa E harus ditentukan sesuai dengan berikut ini
1 Untuk penggunaan dalam kombinasi beban 5 dalam
E = Eh + Ev
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
33
2 Untuk penggunaan dalam kombinasi beban 7
E = Eh - Ev
Keterangan
E = pengaruh beban gempa
Eh = pengaruh beban gempa horisontal
Ev = pengaruh beban gempa vertikal
Pengaruh beban gempa horisontal Eh harus ditentukan sesuai dengan Persamaan
sebagai berikut
E h = ρQh
Keterangan
Q = pengaruh gaya gempa horisontal dari V atau F p
ρ = faktor redundansi
Untuk struktur yang dirancang untuk kategori desain seismik D E atau Fm
SNI 17262012 mengatur ρ harus sama dengan 13 kecuali jika satu dari dua
kondisi berikut dipenuhi di mana p diijinkan diambil sebesar 10
a Masing-masing tingkat yang menahan lebih dari 35 persen geser dasar dalam
arah yang ditinjau harus sesuai dengan Tabel 212
b Struktur dengan denah beraturan di semua tingkat dengan sistem penahan gaya
gempa terdiri dari paling sedikit dua bentang perimeter penahan gaya gempa
yang merangka pada masing-masing sisi struktur dalam masing-masing arah
ortogonal di setiap tingkat yang menahan lebih dari 35 persen geser dasar
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
34
Jumlah bentang untuk dinding geser harus dihitung sebagai panjang dinding
geser dibagi dengan tinggi tingkat atau dua kali panjang dinding geser dibagi
dengan tinggi tingkat hsx untuk konstruksi rangka ringan
Tabel 217 Persyaratan untuk masing-masing tingkat yang menahan lebih
dari 35 persen gaya geser dasar
Elemen penahan gaya lateral
Persyaratan
Rangka dengan bresing
Pelepasan bresing individu atau sambungan yang terhubung tidak akan mengakibatkan reduksi kuat tingkat sebesar lebih dari 33 persen atau sistem yang dihasilkan tidak mempunyai ketidakteraturan torsi yang berlebihan (ketidakteraturan struktur horisontal Tipe 1b)
Rangka pemikul momen
Kehilangan tahanan momen di sambungan balok ke kolom di kedua ujung balok tunggal tidak akan mengakibatkan lebih dari reduksi kuat tingkat sebesar33 persen atau sistem yang dihasilkan tidak mempunyai ketidakteraturantorsi yang berlebihan (ketidakteraturan struktur horisontal Tipe 1b)
Dinding geser atau pilar dinding dengan rasio tinggi terhadap panjang lebih besar dari 10
Pelepasan dinding geser atau pier dinding dengan rasio tinggi terhadap panjang lebih besar dari 10 di semua tingkat atau sambungan kolektor yang terhubung tidak akan mengakibatkan lebih dari reduksi kuat tingkat sebesar 33 persen atau sistem yang dihasilkan mempunyai ketidakteraturan torsi yang berlebihan (ketidakteraturan struktur horisontal Tipe 1b)
Kolom kantilever Kehilangan tahanan momen di sambungan dasar semua kolom kantilever tunggal tidak akan mengakibatkan lebih dari reduksi kuat tingkat sebesar 33 persen atau sistem yang dihasilkan mempunyai ketidakteraturan torsi yang berlebihan (ketidakteraturan struktur horisontal Tipe 1b)
Lainnya Tidak ada persyaratan
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
22 Kinerja Struktur Gedung
221 Kinerja Batas Layan
Kinerja batas layan struktur gedung ditentukan oleh simpangan antar tingkat
akibat pengaruh gempa rencana yaitu untuk membatasi terjadinya pelelehan baja
dan peretakan beton yang berlebihan di samping untuk mencegah kerusakan
nonstruktur dan ketidaknyamanan penghuni Simpangan antar-tingkat ini harus
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
35
dihitung dari simpangan struktur gedung tersebut akibat pengaruh gempa nominal
yang telah dibagi Faktor Skala
Faktor Skala =
gt 1
Dimana
V1 = Gaya geser dasar nominal sebagai respons dinamik ragam yang
pertama saja
Vt = Gaya geser dasar nominal yang didapat dari hasil analisis ragam
spektrum respons yang telah dilakukan
Gaya geser dasar nominal yang didapat dari hasil spektrum respons Analisis harus
dilakukan untuk menentukan ragam getar alami untuk struktur Analisis harus
menyertakan jumlah ragam yang cukup untuk mendapatkan partisipasi massa
ragam terkombinasi sebesar paling sedikit 90 persen dari massa aktual dalam
masing-masing arah horisontal ortogonal dari respons yang ditinjau oleh model
Parameter respons ragam untuk masing-masing parameter desain terkait gaya yang
ditinjau termasuk simpangan antar lantai tingkat gaya dukung dan gaya elemen
struktur individu untuk masing-masing ragam respons harus dihitung menggunakan
properti masing-masing ragam dan spectrum respons dibagi dengan kuantitas (R
Ie) Parameter respons terkombinasi untuk perpindahan dan kuantitas simpangan
antar lantai harus dikalikan dengan kuantitas (CdIe) Nilai untuk masing-masing
parameter yang ditinjau yang dihitung untuk berbagai ragam harus
dikombinasikan menggunakan metoda akar kuadrat jumlah kuadrat (SRSS) atau
metoda kombinasi kuadrat lengkap (CQC) sesuai dengan SNI 17262012 Metoda
CQC harus digunakan untuk masing-masing nilai ragam di mana ragam berjarak
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
36
dekat mempunyai korelasi silang yang signifikan di antara respons translasi dan
torsi
Kinerja batas ultimit struktur gedung ditentukan oleh simpangan antar-tingkat
maksimum struktur gedung akibat pengaruh gempa rencana dalam kondisi struktur
gedung di ambang keruntuhan yaitu untuk membatasi kemungkinan terjadinya
keruntuhan struktur gedung yang dapat menimbulkan korban jiwa manusia dan
untuk mencegah benturan berbahaya antar-gedung atau antar bagian struktur
gedung yang dipisah dengan sela pemisah (sela delatasi) simpangan antar-tingkat
ini harus dihitung dari simpangan struktur gedung akibat pembebanan gempa
nominal (SNI 17262002) Penentuan simpangan antar lantai tingkat desain ( ∆ )
harus dihitung sebagai perbedaan defleksi pada pusat massa di tingkat teratas dan
terbawah yang ditinjau Lihat Gambar 24 Apabila pusat massa tidak terletak
segaris dalam arah vertikal diijinkan untuk menghitung defleksi di dasar tingkat
berdasarkan proyeksi vertikal dari pusat massa tingkat di atasnya (SNI 17262012)
Gambar 24 Penentuan simpangan antar lantai
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
37
Defleksi pusat massa di tingkatx (δx) (mm) harus ditentukan sesuai dengan
persamaan berikut
δx =
Dimana
Cd = faktor amplifikasi defleksi dalam Tabel 29
δxe = defleksi pada lokasi yang disyaratkan pada pasal ini yang ditentukan
dengan analisis elastis
Ie = faktor keutamaan gempa yang ditentukan sesuai dengan tabel 28
Simpangan antar lantai tingkat desain ∆ tidak boleh melebihi simpangan antar
lantai tingkat ijin ∆a seperti didapatkan dari Tabel 213 untuk semua tingkat
Tabel 218 Simpangan antar lantai ijin
Struktur
Kategori risiko
I atau II III IV
Struktur selain dari struktur dinding geser batu bata 4 tingkat atau kurang dengan dinding interior partisi langit-langit dan sistem dinding eksterior yang telah didesain untuk mengakomodasi simpangan antar lantai tingkat
0025h c
sx 0020 hsx 0015 hsx
Struktur dinding geser kantilever batu batad 0010 hsx 0010 hsx 0010 hsx
Struktur dinding geser batu bata lainnya 0007 hsx 0007 hsx 0007 hsx
Semua struktur lainnya 0020 hsx 0015 hsx 0010 hsx
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
Dua bagian struktur gedung yang tidak direncanakan untuk bekerja sama sebagai
satu kesatuan dalam mengatasi pengaruh Gempa Rencana harus dipisahkan yang
satu terhadap yang lainnya dengan suatu sela pemisah (sela delatasi) yang lebarnya
paling sedikit harus sama dengan jumlah simpangan masing-masing bagian struktur
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
38
gedung pada taraf itu Dalam segala hal lebar sela pemisah tidak boleh ditetapkan
kurang dari 75 mm (SNI 17262012)
222 Kinerja Batas kekuatan
2221 Perencanaan Pelat Floor Deck
Floor deck pada pelat menggantikan fungsi tulangan Tarik pada daerah
lapangan Analisis pelat floor deck meggunakan metode pelat satu arah Bila pelat
mengalami rotasi bebas pada tumpuan pelat dan tumpuan sangat kaku terhadap
momen puntir maka pelat itu dikatakan jepit penuh Bila balok tepi tidak cukup
kuat untuk mencegah rotasi maka dikatakan terjepit sebagian Tebal minimum
yang ditentukan dalam Tabel 214 berlaku untuk konstruksi satu arah yang tidak
menumpu atau tidak disatukan dengan partisi atau konstruksi lain yang mungkin
akan rusak akibat lendutan yang besar kecuali bila erhitungan lendutan
menunjukkan bahwa ketebalan yang lebih kecil dapat digunakan tanpa
menimbulkan pengaruh yang merugikan
Tabel 219 Tebal Minimum Balok Non-Prategang Atau Pelat Satu Arah Bila
Lendutan Tidak Dihitung Tebal minimum h
Komponen struktur Tertumpu Satu ujung Kedua ujung Kantilever
Komponen struktur tidak menumpu atau tidak dihubungkan dengan partisi ataukonstruksi lainnya yang mungkin rusak oleh lendutan yang besar
Pelat masif satu-arah 20
24
28
10
Balok atau pelat rusuk satu-arah 16
185
21
8
(Sumber Tata cara perhitungan struktur beton untuk bangunan gedung SNI 28472002)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
39
CATATAN Panjang bentang dalam mm Nilai yang diberikan harus digunakan langsung untuk komponen struktur dengan beton normal dan tulangan tulangan Mutu 420 MPa Untuk kondisi lain nilai di atas harus dimodifikasikan sebagai berikut a Untuk struktur beton ringan dengan berat jenis (equilibrium density) w di antara 1440 sampai
1840 kgm3 nilai tadi harus dikalikan dengan (165 ndash 00003wc) tetapi tidak kurang dari 109
b Untuk fy selain 420 MPa nilainya harus dikalikan dengan (04 + fy700)
a Disain pada Momen Positif
Disain pada momen positif gaya Tarik disumbangkan oleh metal deck dan
gaya tekan disumbangkan oleh beton Dalam hal ini penampang beton
berbentuk persegi panjang
Gambar 25 Diagram tegangan momen positif floor deck
Penulangan lentur dihitung analisa tulangan tunggal dengan langkah-langkah
sebagai berikut
Mn =
Dimana ϕ= 08
Rn =
m =
ρ = 1 ndash 1 ndash
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
40
As PERLU = ρ b d
rasio tulangan minimum menggunakan syarat tulangan susut dan tulangan
suhu sebagai acuan dan di tabelkan sebagai berikut
Tabel 220 Rasio Tulangan Minimum Pada Pelat
Jenis Pelat ρmin
Pelat yang menggunakan batang tulangan ulir mutu 300 00020
Pelat yang menggunakan batang tulangan ulir atau jaring kawat las 00018
Pelat yang menggunakan tulangan dengan tegangan leleh melebihi 00018 x 400 fy
(Sumber Tata cara perhitungan struktur beton untuk bangunan gedung SNI 28472002)
Persyaratan lain yang harus dipenuhi dalam mendisain pelat satu arah adalah
jarak tulangan maximum Pasal 12 SNI 03-2847-2002 butir 64 jarak tulangan
adalah
S = ndash 25 Cc
Dimana
fs = 60 fy
Cc = Selimut Beton
b Disain pada Momen Negatif
Disain pada momen positif gaya Tarik disumbangkan oleh wiremesh dan gaya
tekan disumbangkan oleh beton Dalam hal ini penampang beton berbentuk
sebagai berikut
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
41
Gambar 26 Diagram tegangan momen negatif floor deck
2222 Perencanaan Pelat Chekered
Pelat metal didisain menggunakan metode pelat satu arah syarat batas yang
harus di penuhi pelat metal adalah
ϕMn gt Mu
dimana
ϕMn = momen nominal = Zx fy
Mu = momen ultimate
2223 Perencanaan Batang Tekan
Kekuatan tekan disain harus nilai terendah yang diperoleh berdasarkan
keadaan batas dari tekuk lentur tekuk torsi dan tekuk torsi lentur Profil dengan
dominan keruntuhan tekuk lentur kekuatan nominal nya adalah
ϕPn = 09 fcr A
tegangan kritis fcr ditentukan sebagai berikut
a Bila lt 471 ( atau lt 225 )
fcr =0658 fy
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
42
b Bila gt 471 ( atau gt 225 )
fcr =0877 fe
fe =
Dimana
K = faktor panjang efektir
L = panjang profil
r = jari jari inersia
fcr = tegangan kritis
fe = tegangan euler
λ = kelangsingan =
2224 Perencanaan Batang Lentur
Pembebanan balok disesuaikan dengan peraturan pembebanan Indonesia
untuk gedung (PPIUG) 1983 sedangkan pemakaian profil dihitung sesuai dengan
SNI 03-1729-2015
Tabel 221 Nilai kekuatan lentur berdasarkan SNI 1729 2015
PROFIL q Lr Lp MP Mr Vn
kgm m m KN m KN m KN
WF 150 x 75 x 5 x 7 1400 316 084 2354 1509 10800
WF 150 x 100 x 6 x 9 2110 530 120 3609 2346 12787
WF 200 x 100 x 45 x 7 1820 346 112 4089 2720 12830
WF 200 x 100 x 55 x 8 2130 378 112 4802 3128 15840
WF 200 x 150 x 6 x 9 3060 637 182 7108 4688 16762
WF 250 x 125 x 5 x 8 2570 420 141 7327 4845 17856
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
43
Tabel 221 Nilai kekuatan lentur berdasarkan SNI 1729 2015 (lanjutan)
PROFIL q Lr Lp MP Mr Vn
kgm m m KN m KN m KN
WF 250 x 125 x 6 x 9 2960 446 141 8443 5508 21600
WF 300 x 150 x 55 x 8 3200 475 167 10920 7208 23602
WF 300 x 150 x 65 x 9 3670 497 167 12528 8177 28080
WF 350 x 175 x 6 x 9 4140 553 197 16538 10897 29894
WF 350 x 175 x 7 x 11 4960 593 200 20179 13175 35280
WF 400 x 200 x 7 x 11 5660 646 227 26100 17170 39917
WF 400 x 200 x 8 x 13 6600 684 230 30861 20230 46080
WF 450 x 200 x 9 x 14 7600 667 223 38913 25330 58320
WF 500 x 200 x 10 x 16 8960 669 219 50311 32470 72000
WF 600 x 200 x 11 x 17 10600 628 209 68714 44030 95040
HB 100 x 100 x 6 x 8 1720 724 125 2018 1300 8640
HB 125 x 125 x 65 x 9 2380 806 158 3578 2312 11700
HB 150 x 150 x 7 x 10 3150 895 190 5748 3723 15120
HB 175 x 175 x 75 x 11 4020 981 222 8628 5610 18900
HB 200 x 200 x 8 x 12 4990 1072 255 12314 8024 23040
HB 250 x 250 x 9 x 14 7240 1255 319 22483 14739 32400
HB 300 x 300 x 10 x 15 9400 1376 381 35152 23120 43200
HBC 350 x 350 x 12 x 19 13700 1718 449 59834 39100 60480
HBC 400 x 400 x 13 x 21 17200 1903 513 86402 56610 74880
WFC 600 x 300 x 12 x 20 15100 1045 348 103413 68340 101606
WFC 700 x 300 x 13 x 24 18500 1041 344 149968 97920 131040
WFC 800 x 300 x 14 x 26 21000 1010 336 191889 123930 161280
WFC 900 x 300 x 16 x 28 24300 984 324 244178 155380 207360
- Profil I dan Kanal
a Kontrol Momen
ϕMn = 09 Mn
- Apabila L lt Lp
Mn = Mp = Zx fy
- Apabila Lp lt L lt Lr
Mn = Cb Mp ndash ( Mp- Mr)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
44
Apabila L gt Lr
Mn = Mcr = radic 1
=
lt 23
=
= 4 2
=
1 1
= 176
Untuk profil I konstanta torsi dan konstanta warping adalah
J = [ 2b + h ]
Cw =
Untuk profil kanal konstanta torsi dan konstanta warping adalah
J = [ 2b + h ]
Cw = [
]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
45
Gambar 27 Kuat Momen Lentur Nominal Akibat Tekuk Torsi Lateral
b Kontrol Geser
Untuk profil I
= 060 fyw Aw lt Vu
Persamaan diatas dapat dipenuhi bila syarat kelangsingan untuk tebal pelat web
sebagai berikut
lt
c Kontrol Lendutan
Batas-batas lendutan untuk keadaan kemampuan-layan batas harus sesuai
dengan struktur fungsi penggunaan sifat pembebanan serta elemen-elemen
yang didukung oleh struktur tersebut Batas lendutan maksimum diberikan
dalam Tabel dibawah
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
46
Tabel 222 Batas Lendutan Maksimum
Komponen struktur dengan beban tidak Beban tetap Beban
Balok pemikul dinding atau finishing yang getas L360 - Balok biasa L240 - Kolom dengan analisis orde pertama saja h500 h200 Kolom dengan analisis orde kedua h300 h200
(Sumber Tata cara perencanaan struktur baja untuk bangunan gedung SNI 17292002)
- Profil Siku
a Kontrol Momen
ϕMn = 09 Mn
- Momen Leleh
Mn = 15 My
Dimana
My = momen leleh di sumbu lentur
- Momen dengan tekuk torsi lateral
1 Bila Me lt My
Mn = [ 092 -
] Me
2 Bila Me gt My
Mn = [ 192 ndash 117 ] Me lt 15 My
Lentur di sumbu utama major dari baja siku kaki sama
Me =
Dimana
Lb = Panjang profil tak terkekang
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
47
b = lebar siku
E = elastisitas profil siku
t = tebal profil siku
Me = momen tekuk lateral-torsi elastis
b kontrol geser
ϕVn = 09 06 Aw fy cv
Dimana Vn = kekuatan geser penampang Aw = luas badan = b x t fy = tegangan leleh profil siku Nilai cv dari persamaan diatas ditentukan dengan
- Bila
lt 11
cv = 1
- Bila
11
lt lt 137
cv = 11
x
- Bila
gt 137
cv =
x
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
48
2225 Perencanaan Balok Kolom
Komponen struktur yang mengalami momen lentur dan gaya aksial harus
direncanakan memenuhi ketentuan sebagai berikut
Untuk
gt 02
+ (
+
) lt 1
Untuk
lt 02
+ (
+
) lt 1
Dimana
Pu = Gaya aksial (tarik atau tekan) terfaktor N
Pn = Kuat nominal penampang N
ϕ = Faktor reduksi kekuatan
= 09 untuk aksial tarik
= 09 untuk aksial tekan
Mux = Momen lentur terfaktor terhadap sumbu-x
Muy = Momen lentur terfaktor terhadap sumbu-y
Mnx = Kuat nominal lentur penampang terhadap sumbu-x
Mny = Kuat nominal lentur penampang terhadap sumbu-y
ϕb = Faktor reduksi kekuatan lentur = 09
2226 Perencanaan Balok Komposit
Menurut SNI 17292015 lebar efektif balok komposit adalah
- seperdelapan dari bentang balok pusat-ke-pusat tumpuan
- setengah jarak ke sumbu dari balok yang berdekatan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
49
- jarak ke tepi dari pelat
Kekuatan Lentur Positif balok komposit bisa di disain secara plastis jika memenuhi
lt 376 Jika gt 376 maka momen harus di tentukan dengan
superposisi tegangan elastis (SNI 17292015) Nilai ultimate dari momen lentur
dapat di tinjau dari 2 kondisi yaitu
1 Sumbu netral jatuh pada pelat beton
Besar nya gaya tekan pada kondisi ultimate adalah
C = 085 a be
Gaya tarik pada profil baja adalah
T = As fy
Gaya tarik floor deck adalah
T = Afd fu
Jika ẏ gt (tf - hfd) keseimbangan gaya C = T maka diperoleh
a =
Lengan kopel terhadap gaya tekan
d1 = ts ndash ċ -
d2 = + ts -
Kuat momen lentur nominal positif balok komposit adalah
ϕMn = 09 [ As fy ( d2 ) + Afd fu ( d1 ) ]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
50
Gambar 28 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan ẏ lt (ts - hfd)
Gambar 29 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan ẏ gt (ts - hfd)
Jika ẏ lt (tf - hfd) gaya tarik floor deck adalah
T = Aefd fu
keseimbangan gaya C = T maka diperoleh
a =
Lengan kopel terhadap gaya tekan
d1 = ts ndash ċ -
d2 = + ts -
Kuat momen lentur nominal positif balok komposit adalah
ϕMn = 09 [ As fy ( d2 ) + Aefd fu ( d1 ) ]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
51
2 Sumbu netral jatuh pada baja profil
Besar nya gaya tekan pada kondisi ultimate adalah
Cc = 085 a be
Gaya tarik pada profil baja adalah
T = As fy
Keseimbangan gaya diperoleh
Trsquo = Cc + Cs
Besarnya Trsquo sekarang lebih kecil daripada Asfy yaitu
Trsquo = As fy - Cs
Sehingga gaya tekan profil baja
Cc + Cs = As fy - Cs
2Cs = Cc + As fy
Cs =
Jika ẏ lt (ts + tf) Pusat tarik profil
ӯ = ẏ ẏ
ẏ
lengan kopel terhadap pusat tarik
d1 = d ndash ӯ - (ẏ - ts)
d2 = d ndash ӯ + pusat tekan beton
kapasitas lentur positif nominal
ϕMn = 09 [ Cc ( d2 ) + Cs ( d1 ) ]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
52
Gambar 210 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan ẏ lt (ts + tf)
Jika (ts+ d) gt ẏ gt (ts + tf) Pusat tarik profil adalah
ӯ
ndash ẏ ẏ
ẏ
Lengan kopel terhadap gaya tarik
d1 = d ndash ӯ - tf
d2 = d ndash ӯ ndash tf - (ẏ - tf)
d3 = d ndash ӯ + pusat tekan beton
kapasitas lentur positif nominal
ϕMn = 09 [ Cc ( d3 ) + Csf ( d2 ) + Csw ( d1 ) ]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
53
Gambar 211 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan ẏ gt (ts + tf)
Dimana
As = Luas baja profil mm2
Afd = Luas floor deck mm2
Aefd = Luas efektif floor deck mm2
a Tinggidariluasantekanbetonmm
bE Lebarefektifbeton
C = Gaya tekan KN
Ċ = Titik berat floor deck mm
d = Tinggi baja profil mm
= Tegangan leleh baja profil
= Tegangan ultimate floor deck
hfd = Tinggi floor deck
ts = Tebal pelat lantai mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
54
Kapasitas momen lentur negative menurut SNI 17292015 dapat di tentukan dari
kapasitas momen nominal dari profil baja itu sendiri sebagai alternatif dapat
ditentukan kapasitas momen negatif dari distribusi plastis penampang komposit
untuk keadaan leleh asalkan menenuhi
- Balok baja adalah penampang kompak dan dibreising secara cukup
- Steel headed stud atau angkur kanal baja yang menyambungkan pelat ke
balok baja pada daerah momen negatif
- Tulangan pelat yang paralel pada balok baja di lebar efektif pelat
diperhitungkan dengan tepat
Nilai ultimate dari momen lentur negatif komposit adalah
Gaya tarik tulangan
Tsr = Asr fyr
Gaya tarik floor deck
Tfd = Afd fu
Gaya tarik total
T = Tsr + Tfd
Gaya tekan maximum profil baja
Cmax = As fy
Jika Cmax gt T maka titik berat berada pada profil baja
T + Ts = Cmax ndash Ts
2Ts = Cmax ndash T
Ts = (Cmax ndash T)
Jika sumbu netral jatuh di sayap maka
b t fy = Ts
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
55
Gambar 212 Diagram tegangan balok komposit momen negatif dengan ts gt ẏ gt (ts + tf)
tc =
Pusat gaya tekan
ӯ = ẏ ẏ
ẏ
Lengan kopel terhadap gaya tekan
d1 = d ndash ӯ ndash tc
d2 = d ndash ӯ + Ċ
d3 = d ndash ӯ + ts ndash selimut pelat - empty
Momen nominal
ϕMn = 09 [Mn1 + Mn2 + Mn3]
= Tsr d3 + Tfd d2 + t fy d1
Jika sumbu netral jatuh di web maka
h tw fy = Ts - Tf
hrsquo =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
56
Gambar 213 Diagram tegangan balok komposit momen negatif dengan ẏ gt (ts + tf)
Pusat gaya tekan
ӯ ndash
Lengan kopel terhadap gaya tekan
d1 = d ndash ӯ ndash tf - hrsquo
d2 = d ndash ӯ ndash tf
d3 = d ndash ӯ + Ċ
d4 = d ndash ӯ + ts ndash selimut pelat - empty
Momen nominal
ϕMn = 09 [Mn1 + Mn2 + Mn3 + Mn4]
= Tsr d4 + Tfd d3 + tf fy d2 + hrsquo tw fy d1
Kekuatan geser yang tersedia dari balok komposit dengan steel headed stud atau
angkur kanal baja harus ditentukan berdasarkan properti dari penampang baja
sendiri Kekuatan geser nominal satu angkur steel headed stud yang ditanam pada
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
57
suatu pelat beton solid atau pada suatu pelat komposit dengan dek harus ditentukan
sebagai berikut
Qn = 05 Asc lt Rg Rp Asc fu
Dimana
Asc = Luas penampang shear conector
fcrsquo = Kuat tekan beton
Ec = Modulus elastisitas beton
fu = kuat putus shear conektor
Rg = 10 untuk
a Satu angkur steel headed stud yang di las pada suatu rusuk
dek baja dengan dek yang diorientasikan tegak lurus terhadap
profil baja
b Sejumlah dari angkur steel headed stud di suatu lajurbaris
secara langsung terhadap profil baja
c Sejumlah dari angkur steel headed stud yang di las pada
suatu lajur sampai dek baja dengan dek diorientasikan paralel
terhadap profil baja dan rasio dari lebar rusuk rata-rata
terhadap kedalaman rusuk ge 15
085 untuk
a Dua angkur steel headed stud yang dilas pada suatu rusuk
dek baja dengan dek diorientasikan tegak lurus terhadap
profil baja
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
58
b Satu angkur steel headed stud yang di las melewati dek baja
dengan dek diorientasikan paralel terhadap profil baja dan
rasio dari lebar rusuk rata-rata terhadap kedalaman rusuk lt
15
07 untuk tiga atau lebih angkur steel headed stud yang dilas pada
suatu rusuk dek baja dengan dek yang diorientasikan tegak lurus
terhadap profil baja
Rp = 075 untuk
a Angkur steel headed stud yang dilas secara langsung pada
profil baja
b Angkur steel headed stud yang dilas pada suatu pelat komposit
dengan dek yang diorientasikan tegak lurus terhadap balok dan
emid-ht ge 2 in (50 mm) Angkur steel headed stud yang dilas
melewati dek baja atau lembaran baja yang digunakan sebagai
material pengisi gelagar dan ditanam pada suatu pelat
komposit dengan dek diorientasikan paralel terhadap balok
tersebut
06 untuk angkur steel headed stud yang di las pada suatu pelat
komposit dengan dek diorientasikan tegak lurus terhadap balok
dan emid-ht lt 2 in (50 mm)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
59
emid-ht = jarak dari tepi kaki angkur steel headed stud terhadap
badan dek baja diukur di tengahtinggi dari rusuk dek
dan pada arah tumpuan beban dari angkur steel headed
stud (dengan kata lain pada arah dari momen maksimum
untuk suatu balok yang ditumpu sederhana)
Tabel 223 Nilai untuk Rg dan Rp untuk setiap kasus Kapasitas untuk angkur steel headed stud
Kondisi Rg Rp
Tanpa dek 10 10 Dek diorientasi paralel terhadap profil baja
gt 15 lt 15
10
085
075
075
Dek diorientaskan tegak lurus terhadap profil
10
06
baja Jumlah dari angkur steel headed stud yangmemiliki rusuk dek yang sama
1 2 085 06
+3 atau lebih 07 06+
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015) Catatan Wr = lebar rata-rata dari rusuk atau voute beton hr = tinggi rusuk nominal untuk suatu angkur steel headed stud tunggal nilai ini dapat ditingkatkan sampai 075 bila emid-ht gt 51 mm
2227 Perencanaan Sambungan Las
Luas efektif dari suatu las sudut adalah panjang efektif dikalikan dengan throat
efektif Throat efektif dari suatu las sudut merupakan jarak terpendek (garis tinggi)
dari perpotongan kaki las ke muka las diagrammatik Suatu penambahan dalam
throat efektif diizinkan jika penetrasi konsisten di luar jarak terpendek (garis tinggi)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
60
dari perpotongan kaki las ke muka las diagrammatik yang dibuktikan melalui
pengujian dengan menggunakan proses produksi dan variabel prosedur Untuk las
sudut dalam lubang dan slot panjang efektif harus panjang dari sumbu las
sepanjang pusat bidang yang melalui throat Pada kasus las sudut yang
beroverlap luas efektif tidak boleh melebihi luas penampang nominal dari lubang
atau slot dalam bidang permukaan lekatan (SNI 17292015)
Sumber httpwwwtwi-globalcomtechnical-knowledgejob-knowledgedesign-part-2-091
Gambar 214 Tebal efektif las sudut Ukuran minimum las sudut menurut SNI 17292015 harus tidak kurang dari ukuran
yang diperlukan untuk menyalurkan gaya yang dihitung atau ukuran seperti yang
tertera dalam Tabel 223 Ukuran maksimum dari las sudut dari bagian-bagian yang
tersambung harus
a Sepanjang tepi material dengan ketebalan kurang dari frac14 in (6 mm) tidak
lebih besar dari ketebalan material
b Sepanjang tepi material dengan ketebalan frac14 in (6 mm) atau lebih tidak
lebih besar dari ketebalan material dikurangi 116 in (2 mm) kecuali las
yang secara khusus diperlihatkan pada gambar pelaksanaan untuk
memperoleh ketebalan throat-penuh Untuk kondisi las yang sudah jadi
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
61
jarak antara tepi logam dasar dan ujung kaki las boleh kurang dari 116 in
(2 mm) bila ukuran las secara jelas dapat diverifikasi
Tabel 224 Tebal minimum las sudut
Ketebalan Material dari Bagian Paling Tipis yang Tersambung in (mm)
Ukuran Minimum Las Sudut[a] in (mm)
Sampai dengan frac14 (6) 18 (3) Lebih besar dari frac14 (6) sampai dengan frac12 (13) 316 (5)
Lebih besar dari frac12 (13) sampai dengan frac34 (19) frac14 (6) Lebih besar dari frac34 (19) 516 (8)
[a] Dimensi kaki las sudut Las pas tunggal harus digunakan Catatan Lihat Pasal J22b untuk ukuran maksimum las sudut
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015)
Panjang minimum dari las sudut yang dirancang berdasarkan kekuatan tidak boleh
kurang dari empat kali ukuran las nominal atau ukuran lain dari las harus
diperhitungkan tidak melebihi frac14 dari panjangnya Jika las sudut longitudinal saja
digunakan pada sambungan ujung dari komponen struktur tarik tulangan-rata
panjang dari setiap las sudut tidak boleh kurang dari jarak tegak lurus antaranya
Gambar 215 Panjang las longitudinal
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
62
Kekuatan desain ϕRn yang dilas harus merupakan nilai terendah dari kekuatan
material dasar yang ditentukan menurut keadaan batas dari keruntuhan tarik dan
keruntuhan geser dan kekuatan logam las yang ditentukan menurut keadaan batas
dari keruntuhan berikut ini
Untuk logam dasar
ϕRn = 075 fn BM ABM
Untuk logam las
ϕRn = 075 fne AWE
Dimana
fn BM = tegangan nominal dari logam dasar ksi (MPa)
fne = tegangan nominal dari logam las ksi (MPa)
ABM = luas penampang logam dasar in2 (mm2)
AWE = luas efektif las in2 (mm2)
kelompok las linear dengan suatu ukuran kaki yang seragam dibebani
melalui titik berat
ϕRn = 075 fne AWE
dan
fne = 060 fEXX ( 1 + 05sin15 θ )
dimana
fEXX = kekuatan klasifikasi logam pengisi ksi (MPa)
θ = sudut pembebanan yang diukur dari sumbu longitudinal las derajat
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
63
Kekuatan sambungan las pada sambungan pemikul momen adalah
ϕMn = sum ϕPlas d
Dimana
ϕMn = Kekuatan nominal sambungan las terhadap momen
ϕPlas = Gaya las terkoreksi
d = Lengan kopel terhadap garis netral
Gambar 216 Momen plastis siklik pada sambungan pemikul momen
2228 Perencanaan Sambungan Baut
Semua baut kekuatan-tinggi yang disyaratkan pada gambar desain yang digunakan
dalam pra-tarik atau joint kritis-slip harus dikencangkan dengan suatu ketegangan
baut tidak kurang dari yang diberikan dalam Tabel 224 kuat tarik nominal dan
kuat geser nominal pada sambungan tipe tumpu diberikan dalam tabel 225 dan
ukuran lubang maksimum untuk baut diberikan dalam Tabel 226 Jarak antara
pusat-pusat standar ukuran-berlebih atau lubang-lubang slot tidak boleh kurang
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
64
dari 2 23 kali diameter nominal d dari pengencang suatu jarak 3d yang lebih
disukai Jarak dari pusat lubang standar ke suatu tepi dari suatu bagian yang
disambung pada setiap arah tidak boleh kurang dari nilai yang berlaku dari Tabel
227 Jarak maksimum dari pusat setiap baut ke tepi terdekat dari bagian-bagian
dalam kontak harus 12 kali ketebalan dari bagian yang disambung akibat
perhitungan tetapi tidak boleh melebihi 6 in (150 mm) (SNI 17292015) Spasi
longitudinal pengencang antara elemen-elemen yang terdiri dari suatu pelat dan
suatu profil atau dua pelat pada kontak menerus harus sebagai berkut
1 Untuk komponen struktur dicat atau komponen struktur tidak dicat yang
tidak menahan korosi spasi tersebut tidak boleh melebihi 24 kali ketebalan
dari bagian tertipis atau 12 in (305 mm)
2 Untuk komponen struktur tidak dicat dari baja yang berhubungan dengan
cuaca yang menahan korosi atmospheric spasi tidak boleh melebihi 14 kali
ketebalan dari bagian tertipis atau 7 in (180 mm)
Catatan Dimensi pada (a) dan (b) tidak berlaku untuk elemen-elemen yang terdiri
dari dua profil dalam kontak menerus
Tabel 225 Pratarik baut minimum kN
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015)
Ukuran Baut mm Baut A325M Baut A490MM16 91 114 M20 142 179 M22 176 221 M24 205 257 M27 267 334 M30 326 408 M36 475 595
Sama dengan 070 dikalikan kekuatan tarik minimum baut dibulatkan mendekati kN seperti disyaratkan dalam spesifikasi untuk baut ASTM A325M dan A490M dengan ulir UNC
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
65
Kekuatan tarik atau geser desain dari suatu baut snug-tightened atau baut kekuatan-
tinggi pra-tarik atau bagian berulir harus ditentukan sesuai dengan keadaan batas
dari keruntuhan tarik dan keruntuhan geser sebagai berikut
ϕRn = 075 fn AB
Dimana
AB = Luas penampang baut
fn = kuat nominal baut terhadap tarik (fnt) atau geser (fnv) (tabel 225)
Kekuatan tarik yang tersedia dari baut yang menahan kombinasi gaya tarik dan
geser harus ditentukan sesuai dengan keadaan batas dari keruntuhan geser sebagai
berikut
ϕRn = 075 fnrsquo AB
dan
fnrsquo = 13 fnt -
frv lt fnt
dimana
fnrsquo = tegangan tarik nominal yang dimodifikasi mencakup efek tegangan
geser ksi (MPa)
fnt = tegangan tarik nominal dari Tabel 225 ksi (MPa)
fnv = tegangan geser dari Tabel 225 ksi (MPa)
frv = tegangan geser yang diperlukan ksi (MPa)
Tegangan geser yang tersedia dari sarana penyambung sama dengan atau melebihi
tegangan geser yang diperlukanfrv
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
66
Catatan Catatan bahwa bila tegangan yang diperlukan f baik geser atau tarik
yang kurang dari atau sama dengan 30 persen dari tegangan yang tersedia yang
sesuai efek kombinasi tegangan tidak perlu diperiksa
Tabel 226 Kekuatan nominal pengencang dan bagian yang berulir ksi (MPa)
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015) Tabel 227 Dimensi Lubang Nominal mm
Diameter
Baut
Dimensi LubangStandar
(Diameter)Ukuran-lebih
(Diameter)Slot-Pendek
(Lebar x Panjang)Slot-Panjang
(Lebar x Panjang)M16 18 20 18 x 22 18 x 40M20 22 24 22 x 26 22 x 50M22 24 28 24 x 30 24 x 55M24 27[a] 30 27 x 32 27 x 60M27 30 35 30 x 37 30 x 67M30 33 38 33 x 40 33 x 75ge M36 d + 3 d + 8 (d + 3) x (d + 10) (d + 3) x 25d
[a] Izin yang diberikan memungkinkan penggunaan baut 1 in jika diinginkan (Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015)
Deskripsi Pengencang Kekuatan Tarik
Nominal Fnt ksi (MPa)[a]
Kekuatan Geser Nominal dalam Sambungan Tipe-
Tumpu Fnv ksi (MPa)[b]
Baut A307 45 (310) 27 (188) [c][d]
Baut group A (misal A325) bila ulir tidak dikecualikan dari bidang geser
90 (620) 54 (372)
Baut group A (misal A325) bila ulir tidak termasuk dari bidang geser
90 (620) 68 (457)
Baut A490 atau A490M bila ulir tidak dikecualikan dari bidang geser
113 (780) 68 (457)
Baut A490 atau A490M bila ulir tidak termasuk dari bidang geser
113 (780) 84 (579)
Bagian berulir yang memenuhi persyaratan Pasal A34 bila ulir tidak dikecualikan dari bidang geser
075 Fu 0450 Fu
Bagian berulir yang memenuhi persyaratan Pasal A34 bila ulir tidak termasuk dari bidang geser
075 Fu 0563 Fu
[a]untuk baut kekuatan tinggi yang menahan beban fatik tarik[b]Untuk ujung sambungan yang dibebani dengan panjang pola pengencang lebih besar dari 38 in (965 mm) Fnv harus direduksi sampai 833 dari nilai tabulasi Panjang pola pengencang merupakan jarak maksimum sejajar dengan garis gaya antara sumbu baut-baut yang menyambungkan dua bagian dengan satu permukaan lekatan [c]Untuk baut A307 nilai yang ditabulasikan harus direduksi sebesar 1 persen untuk setiap 116 in (2 mm) di atas diameter 5 dari panjang pada pegangangrip tersebut [d]Ulir diizinkan pada bidang geser
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
67
(a) Sambungan tidak diperkaku (b) Sambungan diperkaku (c) Sambungan diperkaku + pengaku kolom
Tabel 228 Jarak tepi minimum dari pusat lubang standar ke tepi dari bagian
yang disambung
Diameter Baut (mm) Jarak Tepi Minimum 16 22 20 26 22 28 24 30 27 34 30 38 36 46
Di atas 36 125d [a]Jika diperlukan jarak tepi terkecil diizinkan asalkan ketentuan yang sesuai Pasal J310 dan J4 dipenuhi tetapi jarak tepi yang kurang dari satu diameter baut tidak diizinkan tanpa persetujuan dari Insinyur yang memiliki izin bekerja sebagai perencana [b]Untuk ukuran-berlebih atau lubang-lubang slot lihat Tabel J35M
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015)
Beberapa aplikasi dari sambungan baut adalah sambungan pemikul momen dan
sambungan geser Prinsip dasar dari sambungan baut adalah baut menahan gaya
geser dan gaya tarik
1 Sambungan pemikul momen
Gambar 217 Sambungan pemikul momen menurut AISC 2003
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
68
Gambar 219 Menentukan Muc
Perencanaan sambungan baut untuk balok kolom lebih kuat dari profil yang
disambung untuk menghindari prilaku sambungan yg runtuh getas Momen
rencana untuk sambungan adalah
- Sambungan tidak diperkaku
Muc = Mp + Vu (k) k terkecil dari d atau 3b
- Sambungan diperkaku
Muc = Mp + Vu (Lst + tp)
Gambar 218 Lokasi sendi plastis
Lst =
Gambar 220 Geometri sambungan end-plate
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
69
Sambungan end-plate pada umum nya mempunya 2 buat setiap baris jika dibebani
sampai kondisi ultimate maka reaksi setiap baut adalah 2Pt kapasitas sambungan
tanpa efek prying maka momen kapasitas sambungan adalah jumlah kumulatif
statis momen gaya reaksi baut tarik 2Pt terhadap titik resultan desak di pusat berat
pelat sayap profil (Dewobroto 2016) Kuat sambungan berdasarkan baut tanpa efek
prying adalah
ϕMnp = 2 ϕPt sum
= 2 ϕPt sum (h0 + h1 + h3 hellip hi)
Dimana
Mnp = kapasitas sambungan end-plate didasarkan pada kuat tarik tanpa
efek prying
Pt = gaya reaksi tarik baut
Gambar 221 Momen kopel baut tarik terhadap sayap tekan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
70
Tabel 229 Kapasitas sambungan end-pelat menurut AISC 2003
No Kapasitas Sambungan
1
Konfigurasi 4 baut tanpa pengaku
2
Konfigurasi 4 baut dengan pengaku
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
71
Tabel 229 Kapasitas sambungan end-pelat menurut AISC 2003 (lanjutan)
No Kapasitas Sambungan
3
Konfigurasi 6 baut tanpa pengaku
4
Konfigurasi 8 baut tanpa pengaku
Sumber Extended end-plateed moment connections seismic and wind applications AISC 2003
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
72
2 Sambungan Geser
Gambar 222 Sambungan balok anak ke balok induk
Perencanaan sambungan baut untuk geser juga harus lebih kuat dari profil yang
disambung untuk menghindari prilaku sambungan yg runtuh getas Gaya geser
rencana untuk sambungan adalah gaya geser ultimate balok anak sehingga
jumlah baut yg diperlukan adalah
=
Dimana
= kuat geser nominal profil
= kuat geser minimum baut
223 Disain untuk stabilitas
Stabilitas harus disediakan untuk struktur secara keseluruhan dan untuk setiap
elemennya Efek terhadap stabilitas struktur dan elemen-elemennya harus
memperhitungkan hal-hal berikut
1 lentur geser dan deformasi komponen struktur aksial dan semua deformasi
lainnya yang memberi kontribusi terhadap perpindahan struktur
2 efek orde-kedua (kedua efek P-∆ dan P-δ)
3 ketidaksempurnaan geometri
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
73
4 reduksi kekakuan akibat inelastisitas
5 ketidakpastian dalam kekakuan dan kekuatan Semua efek yang bergantung
beban harus dihitung di level pembebanan sesuai dengan kombinasi beban
Direct Analysis Method (DAM) dibuat untuk mengatasi keterbatasan Effective
Length Method (ELM) yang merupakan strategi penyederhanaan analisis cara
manual Akurasi DAM dapat diandalkan karena memakai komputer dan
mempersyaratkan program analisis struktur yang dipakai seperti
1 Dapat memperhitungkan deformasi komponen-komponen struktur dan
sambungannya yang mempengaruhi deformasi struktur keseluruhan
Deformasi komponen yang dimaksud berupa deformasi akibat lentur aksial
dan geser Persyaratan ini cukup mudah hampir sebagian besar program
komputer analisa struktur berbasis metoda matrik kekakuan apalagi
lsquometoda elemen hinggarsquo yang merupakan algoritma dasar ana-lisa struktur
berbasis komputer sudah memasukkan pengaruh deformasi pada elemen
formulasinya (Dewobroto 2013)
2 Pengaruh Orde ke-2 (P-Δ amp P-δ) Program komputer yang dapat
menghitung gaya-gaya batang dengan analisa struktur orde ke-2 yang
mempertimbangkan pengaruh P-Δ dan P-δ adalah sangat penting dan
menentukan Umumnya program komputer komersil bisa melakukan
analisa struktur orde ke-2 meskipun kadangkala hasilnya bisa berbeda satu
dengan lain-nya Oleh karena itu diperlukan verifikasi terhadap kemam-
puan program komputer yang dipakai Ketidaksempurnaan terjadi ketika
program ternyata hanya mampu memperhi-tungkan pengaruh P-Δ saja
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
74
tetapi tidak P-δ Adapun yang dimaksud P-Δ adalah pengaruh pembebanan
akibat terjadinya perpindahan titik-titik nodal elemen sedangkan P-δ adalah
pengaruh pembebanan akibat deformasi di elemen (di antara dua titik nodal)
(Dewobroto 2013) seperti terlihat pada Gambar 28 di bawah
Gambar 223 Pengaruh Orde ke-2 (AISC 2010)
3 Perhitungan stabilitas struktur modern didasarkan anggapan bah-a
perhitungan gaya-gaya batang diperoleh dari analisa struktur elastik orde-2
yang memenuhi kondisi keseimbangan setelah pembebanan yaitu setelah
deformasi Ketidak-sempurnaan atau cacat dari elemen struktur seperti
ketidaklurusan batang akibat proses fabrikasi atau konsekuensi adanya
toleransi pelaksanaan lapangan akan menghasilkan apa yang disebut efek
destabilizing Adanya cacat bawaan (initial imperfection) yang
mengakibatkan efek destablizing dalam Direct Analysis Method (DAM)
dapat diselesaikan dengan dua cara yaitu [1] cara pemodelan langsung cacat
pada geometri model yang dianalisis atau [2] memberikan beban notional
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
75
(beban lateral ekivalen) dari sebagian prosentasi beban gravitasi (vertikal)
yang bekerja Cara pemodelan langsung dapat diberikan pada titik nodal
batang yang digeser untuk sejumlah tertentu perpindahan yang besarnya
diambil dari toleransi maksimum yang diperbolehkan dalam perencanaan
maupun pelaksanaan Pola penggeseran titik nodal pada pemodelan
langsung harus dibuat sedemikian rupa sehingga memberikan efek
destabilizing terbesar Pola yang dipilih dapat mengikuti pola lendutan hasil
pembebanan atau pola tekuk yang mungkin terjadi Beban notional
merupakan beban lateral yang diberikan pada titik nodal di semua level
berdasarkan prosentasi beban vertikal yang bekerja di level tersebut dan
diberikan pada sistem struktur penahanbeban gravitasi melalui rangka atau
kolom vertikal atau dinding sebagai simulasi pengaruh adanya cacat
bawaan (initial imperfection)Beban notional harus ditambahkan bersama-
sama beban lateral lain juga pada semua kombinasi kecuali kasus tertentu
yang memenuhi kriteria pada Section C22b(1) (SNI 1729 2015) Besarnya
beban notional adalah
Ni = 0002 α Yi
Dimana
α = 16 untuk metode tegangan izin dan 10 untuk metode ultimit
Ni = Beban notional yang digunakan pada level i
Yi = Beban grafitasi yang digunakan pada level i
Nilai 0002 mewakili nilai nominal rasio kemiringan tingkat (story out of
plumbness) sebesar 1500 yang mengacu AISC Code of Standard Practice
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
76
Jika struktur aktual ternyata punya kemiringan tingkat berbeda lebih besar
tentunya maka nilai tersebut tentunya perlu ditinjau ulang Beban notional
pada level tersebut nantinya akan didistribusikan seperti halnya beban
gravitasi tetapi pada arah lateral yang dapat menimbulkan efek
destabilizing terbesar Jadi perlu beberapa tinjauanPada bangunan gedung
jika kombinasi beban belum memasukkan efek lateral maka beban notional
diberikan dalam dua arah alternatif ortogonal masing-masing pada arah
positip dan arah negatif yang sama untuk setiap level Sedangkan untuk
kombinasi dengan beban lateral maka beban notional diberikan pada arah
sama dengan arah resultan kombinasi beban lateral pada level tersebut Jadi
penempatan notional load diatur sedemikian rupa agar jangan sampai hasil
akhir kombinasinya akan lebih ringan Bukankah notional load adalah
untuk memodelkan ketidaksempurnaan (Dewobroto 2015)
Adanya leleh setempat (partial yielding) akibat tegangan sisa pada profil
baja (hot rolled atau welded) akan menyebabkan pelemahan kekuatan saat
mendekati kondisi batasnya Kondisi tersebut pada akhirnya menghasilkan
efek destabilizing seperti yang terjadi akibat adanya geometry imperfection
Kondisi tersebut pada Direct Analysis Method (DAM) akan diatasi dengan
penyesuaian kekakuan struktur yaitu memberikan faktor reduksi kekakuan
Nilainya diperoleh dengan cara kalibrasi dengan membandingkannya
dengan analisa distribusi plastisitas maupun hasil uji test empiris (Galambos
1998) Faktor reduksi kekakuan EI=08τbEI dan EA=08EA dipilih DAM
dengan dua alasan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
77
Pertama Portal dengan elemen langsing yang kondisi batasnya ditentukan
oleh stabilitas elastis maka faktor 08 pada kekakuan dapat
menghasilkan kuat batas sistem sebesar 08 times kuat tekuk
elastisHal ini ekivalen dengan batas aman yang ditetapkan pada
perencanaan kolom langsing memakai Efective Length Method
persamaan E3-3 (SNI 1729 2015) yaitu φPn = 09 (0877 Pe) =
079 Pe
Kedua Portal dengan elemen kaku stocky dan sedang faktor
08τb dipakai memperhitungkan adanya pelemahan (softening)
akibat kombinasi aksial tekan dan momen lentur Jadi kebetulan
jika ternyata faktor reduksi kolom langsing dan kolom kaku
nilainya saling mendekati atau sama Untuk itu satu faktor reduksi
sebesar 08τb dipakai bersama untuk semua nilai kelangsingan
batang (SNI 1729 2015 C23(1)) (Dewobroto 2015)
Faktor τb mirip dengan reduksi kekakuan inelastis kolom akibat hilangnya
kekakuan batang Untuk kondisi Pr le 05Py dimana Pr= adalah gaya tekan
perlu hasil kombinasi LRFD
τb = 1
Jika gaya tekannya besar yaitu Pr gt 05Py maka
τb = 4 [ 1 - ]
Pemakaian reduksi kekakuan hanya berlaku untuk memperhitungkan
kondisi batas kekuatan dan stabilitas struktur baja dan tidak digunakan pada
perhitungan drift (pergeseran) lendutan vibrasi dan penentuan periode
getar Untuk kemudahan pada kasus τb = 1 reduksi EI dan EA dapat
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
78
diberikan dengan cara memodifikasi nilai E dalam analisis Tetapi jika
komputer program bekerja semi otomatis perlu diperhatikan bahwa reduksi
E hanya diterapkan pada 2nd order analysis Adapun nilai modulus elastis
untuk perhitungan kuat nominal penampang tidak boleh dikurangi seperti
misal saat perhitungan tekuk torsi lateral pada balok tanpa tumpuan lateral
(Dewobroto 2015) Bebanan notional dapat juga dipakai untuk antisipasi
pelemahan kekakuan lentur τb akibat kondisi inelastic adanya tegangan
residu Strategi ini cocok untuk menyederhanakan perhitungan DAM pada
batang dengan gaya tekan besar αPr gt 05Py dimana nilai τb lt 10 Jika
strategi ini akan dipakai maka τb = 10 dan diberikan beban notional
tambahan sebesar
Ni = 0001 α Yi
Dimana
α = 16 untuk metode tegangan izin dan 10 untuk metode ultimit
Ni = Beban notional yang digunakan pada level i
Yi = Beban grafitasi yang digunakan pada level i
Beban tersebut diberikan sekaligus bersama beban notional yang
merepresentasikan cacat geometri bawaan (initial imperfection) karena
sifatnya memperbesar maka beban notional akhir menjadi Ni=0003Yi
sedangkan τb = 10 untuk semua kombinasi beban (Dewobroto 2015)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
79
BAB III
METODE PENELITIAN
31 Persiapan
Tahap ini merupakan rangkaian kegiatan sebelum melakukan pengumpulan
dan pengolahan data Tahap ini meliputi kegiatan-kegiatan sebagai berikut
1 Menentukan judul Tugas Akhir
2 Pembuatan proposal Tugas Akhir
3 Studi pustaka terhadap materi sebagai garis besar
32 Bagan Alir
MULAI
PENGUMPULAN DATA
STUDI LITERATUR
TAHAP DESAIN DATA
Perhitungan beban mati
Perhitungan beban hidup
Perhitungan beban angin
Perhitungan beban gempa
PENGOLAHAN DATA
A Pradimensi dan kontrol struktur sekunder B Analisa struktur primer dengan bantuan etabs 2015
(efek P-∆ dan P-δ) dan kontrol manual C Disain sambungan balok kolom dan sambungan
balok balok
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
80
Gambar 31 Diagram Alir Penelitian
321 Mulai
322 Pengumpulan Data
Pengumpulan data data yang di gunakan dalam perencanaan struktur baja
seperti profil yang di gunakan kuat tarik baja yang tersedia dan kuat tekan beton
rencana
323 Studi Literatur
Studi literatur bermula dari pengumpulan teori-teori yang berhubungan
dengan disain baja dan system rangka baja pemikul momen khusus Selain itu
dikumpulkan juga data-data yang berhubungan dengan tugas akhir ini seperti data
pembebanan gedung yang diambil dari peraturan pembebanan untuk gedung 1983
HASIL DAN PEMBAHASAN
Dimensi struktur sekunder Dimensi struktur primer Rencana Sambungan
SELESAI
KESIMPULAN DAN SARAN
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
81
dan rumus-rumus yang akan digunakan dalam perhitungan berdasarkan metode
Load and Resistance Factor Design (LRFD)
324 Tahap Desain Data
Pada tahap desain data hal pertama yang dikerjakan adalah menghitung
pembebanan pada struktur sekunder Perhitungan pembebanan berdasarkan
PPURG 1983 Beban-beban yang bekerja hanya beban mati dan beban hidup
Struktur sekunder meliputi pelar metal deck pelat baja gording dan tangga
Setelah perhitungan pembebanan selesai tahap selanjutnya adalah
melakukan pradimensi ketebalan pada pelat dan pradimensi profil pada gording dan
tangga Kemudian hasil pradimensi akan dikontrol apakah dimensi yang di
asumsikan sudah memenuhi syarat atau belum sesuai dengan besarnya gaya-gaya
dalam yang bekerja pada masing masing struktur sekunder tersebut Jika sudah
memenuhi syarat maka reaksi dari masing masing struktur sekunder tersebut akan
di jadikan beban pada struktur primer Struktur primer yang sudah di pradimensi
akan di analisa dengan menggunakan kombinasi kombinasi beban mati beban hidup
dan beban gempa dengan bantuan software etabs 2015 Selanjutkan output dari
etabs berupa momen lentur gaya lintang dan gaya normal pada masing masing
balok dan kolom akan di kontrol secara manual dengan metode LRFD yang
mengacu kepada SNI 1729 2015
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
82
325 Pengolahan Data
325a Analisa Struktur Manual Dengan Metode LRFD
Pada tahap analisa struktur manual dengan metode LRFD bagian yang akan
dianalisa adalah mengontrol momen lentur dan gaya geser yang terjadi pada balok
komposit Pada kolom di kontrol kombinasi gaya tekan dan lentur dua arah serta
gaya geser Lalu selanjutnya adalah melakukan kontrol terhadap pradimensi apakah
sudah memenuhi syarat atau belum
325b Analisa sambungan balok kolom
Analisa sambungan dilakukan untuk mendapatkan jumlah baut tebal pelat
penyambung tebal las pada Balok dan kolom analisa sambungan pemikul momen
menggunakan momen plastis penampang sebagai momen ultimit sehingga
kekuatan sambungan sama dengan atau lebih besar dari kekuatan profil sedangkan
pada sambungan sendi digunakan gaya geser ultimate sebagai gaya geser rencana
326 Hasil dan Pembahasan
Dimensi struktur sekunder dan dimensi struktur primer yang memenuhi
syarat keamanan dan kenyamanan Rekapitulasi stress ratio pada balok komposit
dan kolom yang ada di struktur primer Stress ratio sendiri adalah perbandingan
gaya terfaktor dibagi dengan gaya terkoreksi yang artinya jika stress ratio lebih
besar dari satu (1) maka struktur dinyatakan tidak memenuhi syarat keamanan
327 Kesimpulan dan Saran
328 Selesai
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
83
BAB IV
HASIL DAN PEMBAHASAN
41 Disain Struktur Sekunder
411 Pelat Floor deck
Gambar 41 Tributari area elevasi +580 m
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat sendiri pelat 012 x 1 x 2400 = 288 kgm
Berat spesi 002 x 1 x 2100 = 42 kgm
Berat keramik 001 x 1 x 2400 = 24 kgm +
qdl = 354 kgm
2 Beban hidup (life load)
Berdasarkan PPPURG 1987 beban hidup untuk lantai pabrik 400 kgm2
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
84
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 354 = 4956 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 354 + 16 x 400 = 10648 kgm
sehingga digunakan qu = 10648 kgm
B Dimensi Floor Deck
Berdasarkan SNI ndash 03 ndash 2847 ndash 2002 pasal 103 didapat momen positif
maximum untuk pelat satu arah adalah
Gambar 42 Distribusi momen untuk pelat satu arah
=
=
= 30422 kg m
Dicoba smartdeck BMT 07 mm
Gambar 43 Diagram tegangan momen kopel (positif) floor deck
d = h ndash c = 120 ndash 255 = 945 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
85
a =
=
= 239867 mm
ϕMn = 08 As fy ( d- )
ϕMn = 08 x 92676 x 550 ( 945 -
)
ϕMn = 33644 kg m gt Mu = 30422 kg m ( OK )
C Dimensi Wiremesh
Berdasarkan SNI ndash 03 ndash 2847 ndash 2002 pasal 103 didapat momen negatif
maximum untuk pelat satu arah adalah
=
=
= 42592 kg m
Dicoba wiremesh M-8 ( AST = 33493 mm2 )
Gambar 44 Diagram tegangan momen kopel (negatif) floor deck
d = h - selimut ndash 05 ϕ = 120 ndash 20 ndash 05 x 8 = 96
a =
=
= 1083 mm
ϕMn = 08 As fy ( d- )
ϕMn = 08 x 33493 x 400 ( 96 -
)
ϕMn = 970955 kg m gt Mu = 42592 kg m ( OK )
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
86
412 Balok Anak Pelat Floor Deck
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat floof deck = 2 x 354 = 708 kgm
Berat WF 300 x 150 x 55 x 8 = 32 = 32 kgm +
qdl = 740 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup pelat = 2 x 400 = 800 kgm
qll = 800 kgm
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 740 = 1036 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 740 + 16 x 800 = 2168 kgm
sehingga digunakan qu = 2168 kgm
B Momen ultimate
MMAX = qu l2
MMAX = 2168 x 82
MMAX = 17344 kg m
C Kontrol momen
- menentukan lebar efektif pelat beton
1 be lt
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
87
be lt
be lt 1
2 be lt bo
be lt 1
sehingga digunakan be = 1 meter
akibat adanya lubang pada floor deck maka digunakan bekivalen
bekivalen =
=
= 810 mm
- Menentukan nilai n
Ebeton = 4700 = 4700 radic25 = 23500
Ebaja = 200000
n = = = 851
- Menentukan lebar transformasi penampang beton
=
= 951 cm
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Pelat Beton 11412 6 68472 Floor Deck 1867 945 17643 Profil WF 3766 245 92267
sum 17045 sum 178382
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
88
ẏ = sum
sum =
= 1046 cm
Titik berat berada di pelat beton
a =
=
= 4938 mm
d1 = 05hprofil + tpelat = 125 + 120 = 245 mm
d2 = hprofil ndash ċ = 120 ndash 1713 = 10287
ϕMn = 09 As fy ( d1- )
ϕMn = 09 x [ 3766 x 240 x ( 245 -
) +118843 550 ( 10287 -
) ]
ϕMn = 1792124 + 102396
ϕMn = 189452 kg m gt Mu = 17344 kg m ( OK )
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
89
D Dimensi Penghubung Geser (Shear Conector)
Gaya horizontal akibat aksi komposit penuh
Vh = 085 a b = 085 x 4938 x 1000 x 25 = 1049325 N
Digunakan Stud connector ⅝rdquo luas satu buah stud connector adalah
Asc = d2 = 158752 =19801 mm2
Kuat geser satu buah shear connector
Qn = 05 Asc lt Rg Rp Asc fu
Qn = 05 x 19801 x radic25 23500 lt 085 x 075 x 19801 x 550
Qn = 7588676 N lt 69427
Jumlah shear connector yang di butuhkan
N = = = 151 ~ 16 buah untuk setengah bentang
Total kebutuhan shear connector adalah 32 buah untuk semua bentang Jika
dipasang dua buah shear connector pada setiap penampang melintang maka
jarak shear connector adalah
S = = 500 mm
Smin = 6d = 6 x 15875 = 9525 mm
Smax = 8t = 8 x 120 = 960 mm
Strans = 4d = 4 x 15875 = 635 mm
Sehingga digunakan shear connector 2 x (⅝rdquo x 65 cm) dengan jarak 20 cm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
90
E Kontrol Geser
Menghitung gaya geser ultimate
Vu = qu l = x 2168 x 8 = 8672 kg
Menghitung gaya geser nominal
ϕVn = 09 (06 fy) h tw
ϕVn = 09 x 06 x 240 x 264 x 55
ϕVn = 20243 kg gt Vu = 8672 kg (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
91
413 Pelat Chekered
Gambar 45 Tributari area elevasi +1070 m
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat pelat 45 mm = 00045 x 1 x 7850 = 35325 kgm
2 Beban hidup (life load)
Berdasarkan PPPURG 1987 beban hidup untuk lantai pabrik 400 kgm2
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 35325 = 49455 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 35325 + 16 x 400 = 68239 kgm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
92
sehingga digunakan qu = 68239 kgm
B Momen Maximum
Berdasarkan SNI ndash 03 ndash 2847 ndash 2002 pasal 103 didapat momen maximum
untuk pelat satu arah adalah
Gambar 46 Distribusi momen untuk pelat satu arah
=
=
= 2557 kg m
C Momen Nominal
ϕMn = 09 zx fy
= 09 x ( b d2 ) x fy
= 09 x ( 1000 x 452 ) x 240
= 10935 kg m gt Mu = 2557 kg m OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
93
414 Siku Pengaku Pelat Lantai Chekred
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat pelat 45 mm = 00045 x 06 x 7850 = 21195 kgm
Berat L 70 x 70 x 6 = 638 = 638 kgm +
= 27575 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup pelat = 06 x 400 = 240 kgm
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 27575 = 35805 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 27575 + 16 x 240 = 41469 kgm
sehingga digunakan qu = 41469 kgm
B Momen Maximum
=
=
= 7465 kg m
C Momen Nominal
My = sx fy
= 7330 x 240
= 17592 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
94
Me =
=
= 13524 kg m
Me gt My
Mn = [ 192 ndash 117 ] Me lt 15 My
= [ 192 ndash 117
] My lt 15 My
= 1498 My lt 15 My
ϕMn = 09 x 1498 x My
= 09 x 1498 x 17592
= 23717 kg m gt Mu = 7465 kg m OK
C Geser Nominal
lt 11
lt 11
1 lt 34785 ~gt cv = 1
ϕVn = 09 06 Aw fy cv
= 09 x 06 x 70 x 7 x 240 x 1
= 63504 kg gt Vu = (05 x l x qu = 2488 kg)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
95
415 Balok Anak Pelat Chekered
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat L 70 x 70 x 6 = 638 x 12 x 13 = 99528 kg
Berat ekivalen siku = =
= 12441 kgm
Berat pelat 45 mm = 00045 x 12 x 7850 = 42390 kgm
Berat WF 200 x 150 x 6 x 9 = 30600 = 30600 kgm
Berat L 70 x 70 x 6 = 12441 = 12441 kgm +
= 85431 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup pelat = 12 x 400 = 480 kgm
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 85431 = 11960 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 76131 + 16 x 480 = 87052 kgm
sehingga digunakan qu = 87052 kgm
B Momen Maximum
=
=
= 696414 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
96
C Menentukan momen nominal
Lp = = radic
36 = 18357 cm
L lt Lp
Mp = zx fy
= [(btf(h-tf)) + 05(h-2tf)2tw)] fy
= [(150 x 9 x (200 ndash 9)) + 05(200 ndash 2 x 9)2 x 6)] x 240
= 857332 kg m
ϕMn = 09 Mp
= 09 x 857332
= 771599 kg m gt Mu = 696414 kg m OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
97
416 Gording
Gambar 47 Rencana atap elevasi +1250 m dan +3550 m
Jarak antara Gording = 14 meter
Panjang gording = 6 meter
Sudut kemiringan atap = 10o
Berat atap (BMT 045) = 657 kgm2
Isolation rockwool = 25 kgm2
Profil gording = CNP 150 x 50 x 20 x 32 = 7 kgm
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat isolation rockwool = 14 x 25 = 35 kgm
Berat atap = 14 x 657 = 92 kgm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
98
Berat gording = 70 = 70 kgm +
qdl = 512 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup di tengah gording = 100 kg
3 Beban angin
Gambar 48 Kecepatan angin
Kecepatan angin maximum adalah 35 KNOT yaitu 6482 kmjam ( 18 ms )
P = = = 2026 kgm2
Tekanan angin minimum di laut dan di tepi laut sampai sejauh 5 km dari pantai
diambil minimum 40 kgm2 Sehingga digunakan tekanan angin 40 kgm2
Koefisien angin tekan = 002α - 04 = 002 (10) - 04 = - 02
Koefisien angin hisap = - 04
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
99
qtekan = -02 x 40 = 8 kgm2
qhisap = -04 x 70 = 16 kgm2
B Menghitung momen momen pada gording
1 akibat beban mati
Mx = qdl cosα = 512 x cos10 x 62 = 226899 kg m
My = qdl sinα = 512 x sin10 x 22 = 445 kg m
2 akibat beban hidup
Mx = P cosα lx = 100 x cos10 x 6 = 147721 kg m
My = P sinα ly = 100 x sin10 x 2 = 8682 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
100
3 akibat beban angin
Mtekan = qwl = (-8) x cos10 x 62 = -3545 kg m
Mhisap = qwl = (-16) x sin10 x 62 = -709 kg m
No Kombinasi Beban Sumbu x Sumbu y 1 14 DL 3176586 623 2 12 DL + 05La 3461393 9681 3 12 DL + 16 La 5086324 192312 4 12 DL + 13 W + 05La 4465911 -188234 5 12 DL + 16 La + 08 W 4802724 -374888 6 09 DL + 13 W 2261938 -8683
Sehingga didapat momen maximum adalah
Mx = 508632 kg m
My = 19231 kg m
C Menentukan momen nominal
Lp = = radic
181 = 92 cm
J = [ 2b + h ]
= [ 2 x 50 x 323 + 150 x 323 ]
= 2730 6667 mm
Cw = [
]
=
[
]
= 750 x 106
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
101
=
=
= 11512931
= 4 2
= 4
]2
= 3141 x 10-4
=
1 1
=
1 1 3141 10 240 70
= 25044 cm
Lp lt L lt Lr
Mp = zx fy
= [(btf(h-tf)) + 05(h-2tf)2tw)] fy
= [(50 x 32 x (150 ndash 32)) + 05(150 ndash 2 x 32)2 x 32)] x 240
= 95963 kg m
Mr = Sx fr
= 37400 x (240 ndash 70)
= 6358 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
102
ϕMnx = 09 ( Mp ndash ( Mp- Mr)
)
= 09 ( 95963 ndash (95963 ndash 6358)
)
= 66984 kg m gt Mu = 508632 kg m OK
ϕMny = 09 Sy fy
= 09 x 8200 x 240
= 17712 kg m gt Mu = 19231 kg m OK
kontrol syarat momen lentur
+ lt 10
+
lt 10
0867 lt 10 OK
D Lendutan
=
+
=
+
= 15194 + 7913
= 23107 mm
=
+
=
+
= 0331 + 0516
= 0846 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
103
δ =
= 23107 0846
= 23122 mm
δizin = = = 25 mm gt δ = 23112 mm OK
417 Sagrod (Batang Tarik)
Gambar 49 Rencana sagrod
Rencana digunakan sagrod Oslash 10 mm
A Beban yang bekerja
1 Beban mati
- Gording luar
Berat atap = 2 x 14 x 657 x sin 10o = 31944 kg
Berat gording = 2 x 7 x sin 10o = 24310 kg +
sum = 56254 kg
- Gording dalam
Berat atap = 2 x 14 x 657 x sin 10o = 31944 kg
Berat gording = 2 x 7 x sin 10o = 24310 kg
Isolation rockwoll = 2 x 14 x 25 x sin 10o = 121553 kg +
sum = 177807 kg
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
104
2 Beban hidup
- Gording luar
Beban tak terduga = 200 x sin 10o = 347296 kg
- Gording dalam
Beban tak terduga = 100 x sin 10o = 173648 kg
B Gaya ultimate pada sagrod
PDL = Gording Luar + 10 Gording Dalam + Berat sagrod
= 56254 + (10 x 177807) + (0617 x 14)
= 1920704 kg
PLL = Gording Luar + 10 Gording Dalam
= 347296 + (10 x 173648)
= 2083776 kg
Kombinasi Pu kg
14 DL 288899
12DL + 16LL 563888
Digunakan 2 buah sagrod sehingga Pu sagrod adalah 5638882 = 281944 kg
C Menentukan Gaya Nominal Sagrod
Kekuatan leleh tarik pada penampang bruto
ϕPn = 09Asfy
= 09 x 785 x 240
= 16955 kg
Kekuatan tarik pada penampang netto
ϕPn = 075Asfu
= 075 x (09 x 785) x 370
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
105
= 19605 kg
Sehingga ʹϕPn yang digunakan adalah 16955 kg
Stress ratio = =
= 017 lt 1 OK
418 Ikatan Angin
Ikatan angin akan didisain menggunakan besi beton karena kelangsingan besi
beton sangat kecil maka batang hanya didisain terhadap tarik
Gambar 410 Tributri area ikatan angin
Dicoba menggunakan ikatan angin Oslash 22 mm
Data data geometri
x = 12 tanα = 12 tan 10o = 21159 m
h1 = 71 + x = 71 + 21159 = 92159 m
β
60925 60925 60925 60925
60000
60000 60000 60000 60000
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
106
h2 = 71 + 075x = 71 + 15869 = 86869 m
h3 = 71 + 025x = 71 + 05289 = 76289 m
tan β =
= 09848 β = 445617o
sin β = 07016
cos β = 07126
Koefisien angin C = 09
F1 = CPa λ
= 09 x 40 x 6 x
= 193350 kg
F2 = CPa λ
= 09 x 40 x 6 x
= 176210 kg
F3 = CPa λ
= 09 x 40 x 6 x
= 159072 kg
R = 05F1 + F2 + F3 = 96675 + 176210 + 159072 = 431957 kg
A Gaya Ultimate Pada Ikatan Angin
Gaya batang akan dihitung dengan menggunakan analisa keseimbangan titik
buhul
- Titik A
sumV = 0 sum H = 0
R + S1 = 0 H1 = 0
S1 = - R
S1 = - 431957 kg
- Titik B
sumV = 0 sum H = 0
F3 + S1 + D1sinβ = 0 H2 + D1cosβ = 0
D1 = -
H2 = - D1cosβ
R
S1
H1
H2
S1
F3
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
107
S1
D1 = -
H2 = - 388946 x 07124
D1 = 388946 kg H2 = - 277085 kg
- Titik C
sumV = 0 sum H = 0
S2 + D1sinβ = 0 H3 ndash H1 - D1cosβ = 0
S2 = - D1sinβ H3 = 0 + D1cosβ
S2 = - 388946 x 07016 H3 = 388946 x 07124
S2 = - 272885 kg H2 = 277085 kg
- Titik D
sumV = 0
F2 + S2+ D2sinβ = 0
D2 = -
D2 = -
D2 = 137792 kg
Gaya batang maximum pada ikatan angin 388946 kg
Pu = 16 WL = 16 x 388946 = 622314 kg
B Gaya Nominal Ikatan Angin
Kekuatan leleh tarik pada penampang bruto
ϕPn = 09Asfy
= 09 x 3801 x 240
= 821016 kg
Kekuatan tarik pada penampang netto
ϕPn = 075Asfu
= 075 x (09 x 3801) x 370
= 949299 kg
H3 H1
S2
F2
H2 H4
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
108
Sehingga ʹϕPn yang digunakan adalah 821016 kg
Stress ratio = =
= 076 lt 1 OK
419 Tangga
Gambar 411 Rencana tangga
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Pipa 15rdquo 36 x [ (2x4942) + (8x1) + (4x03)] = 687 kg
Pipa 1rdquo = 18 x [ (4x4942) + (8x03)] = 399 kg
Pelat 45 mm = 35325 x 03 x 1 x 16 = 1696 kg +
= 27816 kg
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
109
= =
= 56285 kgm
Digunakan profil UNP 200 x 80 x 75 x 11
= +
= 56285 + 246
= 80885 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup tangga = 400 kgm
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 80885 = 113239 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 80885 + 16 x 400 = 737062 kgm
sehingga digunakan qu = 737062 kgm untuk 2 profil kanal beban untuk 1
profil kanal adalah = 368521 kgm
B Momen maximum
Mu = q = 368521 x 4942 = 11251 kg m
C Momen nominal
Lp = = radic
238 = 121366 cm
b = b ndash 05tw
= 80 ndash (05 x 75)
= 7625 mm
h = h - tf
= 200 - 11
= 189 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
110
J = [ 2brsquo + hrsquo ]
= [ 2 x 7625 x 113 + 189 x 753 ]
= 94237291 mm
Cw = [
]
=
[
]
=
[
]
= 120 x 108
=
=
= 2474747
= 4 2
= 4
]2
= 18143 x 10-5
=
1 1
=
1 1 18143 10 240 70
= 51792 cm
Lp lt L lt Lr
Mp = zx fy
= [(btf(h-tf)) + 05(h-2tf)2tw)] fy
= [(80 x 11 x (200 ndash 11)) + 05(200 ndash 2 x 11)2 x 75)] x 240
= 684324 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
111
Mr = sx fr
= 195000 x (240 ndash 70)
= 3315 kg m
ϕMnx = 09 ( Mp ndash ( Mp- Mr)
)
= 09 ( 684324 ndash (684324 ndash 3315)
)
= 352568 kg m gt Mu = 11251 kg m OK
42 Disain Struktur Primer
421 Beban beban yang bekerja
4211 Beban gravitasi
a Beban pada floor deck
- Beban mati tambahan (dead load)
Berat spesi 002 x 1 x 2100 = 42 kgm
Berat keramik 001 x 1 x 2400 = 24 kgm +
qdl = 66 kgm
adapun berat sendiri profil dihitung dengan software etabs 2015
- Beban hidup (life load)
Berdasarkan PPPURG 1987
Beban hidup rencana untuk lantai pabrik = 400 kgm2
Koefisien reduksi untuk perencanaan balok induk = 100
Koefisien reduksi untuk peninjauan terhadap masa gempa = 090
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
112
b Beban pada lantai chekered plate
- Beban mati tambahan (dead load)
Berat per 6 meter luas L 70 x 70 x 6 = 638 x 6 x 9 = 34452 kg
Berat ekivalen siku = =
= 957 kgm
- Beban hidup (life load)
Berdasarkan PPPURG 1987
Beban hidup rencana untuk lantai pabrik = 400 kgm2
Koefisien reduksi untuk perencanaan balok induk = 100
Koefisien reduksi untuk peninjauan terhadap masa gempa = 090
4212 Beban angin
- Dinding vertical
Di pihak angin = + 09 x 40 = + 36 kgm2
Di belakang angin = - 04 x 40 = - 16 kgm2
- Atap segi-tiga dengan sudut kemiringan α 10o
Koefisien angin tekan = 002α - 04 = 002 (10) - 04 = - 02
Koefisien angin hisap = - 04
qtekan = -02 x 40 = -8 kgm2
qhisap = -04 x 70 = -16 kgm2
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
113
4213 Beban gempa
Jenis pemamfaatan bangunan = Pabrik (kategori risiko II tabel 27)
Faktor keutamaan gempa Ie = 1 (tabel 28)
Ss = 05g
S1 = 03g
Jenis tanah = Keras (kelas C)
Fa = 12 ( tabel 211 dengan input Ss = 05 )
Fs = 15 ( tabel 212 dengan input S1 = 03 )
SDS = Fa Ss = 12 05 = 040
SD1 = FV S1 = 15 03 = 030
Gambar 412 Respon spectra rencana
Berdasarkan SDS gedung berada di kategori risiko C ( tabel 213 )
Berdasarkan SD1 gedung berada di kategori risiko D ( tabel 214 )
00000
00500
01000
01500
02000
02500
03000
03500
04000
04500
0000 1000 2000 3000 4000 5000
S
T
MEDAN TANAH KERAST S
0000 01600
0075 02800
0113 03400
0150 04000
0750 04000
0750 04000
0830 03614
3070 00977
3310 00906
3550 00845
4030 00744
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
114
Sehingga bangunan akan direncanakan dengan kategori risiko D yaitu sistem
rangka baja pemikul momen khusus Adapun nilai koefisien modifikasi respons
(R) faktor kuat lebih (Ω) dan faktor pembesaran defleksi (cd) adalah
Koefisien modifikasi respons (R) = 8
Faktor kuat lebih (Ω) = 3
Faktor pembesaran defleksi (cd) = 55
1 Gaya gempa statik ekivalen
- Menentukan T
- Ta = Ct -gt Ct = 0724 x = 08 ( tabel 213 )
= 00724 x 37614
= 1318 detik
Tmax = Cu Ta -gt Cu = 14 ( tabel 214 )
= 14 1318
= 1845 detik
Tc = Tx 3438 Ty -3231
Sehingga digunakan T = 1845
- Menentukan nilai C
Cmin = 0044 SDS I gt 001
= 0044 040 1 gt 001
= 00176
Cs = =
= 005
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
115
Cs = =
= 0020
Sehingga digunakan Cs = 0020
- Menentukan berat struktur
Beban mati
Tabel 41 Beban mati struktur (rangka)
Tabel 42 Beban mati struktur (Atap partisi diafragma dll)
Sehingga beban mati total struktur adalah 46021142 kg
Adapun beban hidup total permeter luas adalah 09 x 400 = 360 kgm2
No Jenis Beban Sendiri q kgm L m W Kg
1 H 350 X 350 X 12 X 19 13700 42813 5865313
2 H 300 X 300 X 10 X 15 9400 16583 1558785
3 IWF 300 X 150 X 65 X 9 3670 192448 7062838
4 IWF 350 X 175 X 7 X 11 4960 26850 1331760
5 IWF 250 X 125 X 6 X 9 2960 16455 487059
6 IWF 200 X 200 X 8 X 12 4990 4640 231536
7 IWF 200 X 100 X 55 X 8 2130 135712 2890659
8 CNP 700 85280 596960
9 Sagrod 062 29242 18042
10 Ikatan angin 298 23758 70894
sum 20113845
No Jenis Beban Sendiri q kgm2 A m2 W Kg
1 Floor deck 28800 52636 15159168
2 Chekered plate 45 mm 4777 184206 8798611
3 Clading 446 2200 9812
4 Spandek 498 64700 322206
5 Isolation Rockwool 2500 64700 1617500
sum 25907297
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
116
Tabel 43 Beban hidup struktur
No Beban Hidup q kgm2 A m2 W Kg
1 Floor deck 36000 52636 18948960
2 Chekered plate 45 mm 36000 184206 66314244
sum 85263204
Sehingga berat struktur adalah
WT = WDL + WLL
= 25907297 + 85263204
= 131284346 kg
- Menentukan gaya geser dasar
V = Cs WT
= 0020 131284346
= 2668381 kg
2 Analisis spectrum respons ragam
- Kontrol partisipasi massa ragam
Tabel 44 Waktu getar alami dan partisipasi massa
Case ModePeriod Selisih Waktu
Getar Alami Sum UX Sum UY Sum UZ
sec
Modal 1 3438 870 06918 00161 00022
Modal 2 3139 1911 07121 06293 00025
Modal 3 2539 666 07818 06293 00028
Modal 4 237 1139 0782 06297 00032
Modal 5 21 3948 0782 07018 00037
Modal 6 1271 582 0786 07024 00065
Modal 7 1197 635 09305 07037 00066
Modal 8 1121 660 09308 07038 00084
Modal 9 1047 669 09308 07057 00086
Modal 10 0977 379 09311 07792 00088
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
117
Tabel 44 Waktu getar alami dan partisipasi massa (lanjutan)
Case ModePeriod Selisih Waktu
Getar Alami Sum UX Sum UY Sum UZ
sec
Modal 11 094 1649 09318 08848 00096
Modal 12 0785 382 09332 08849 00099
Modal 13 0755 252 0959 08885 00099
Modal 14 0736 095 09612 09008 00117
Modal 15 0729 727 09627 09114 00125
Modal 16 0676 459 09751 09119 00125
Modal 17 0645 698 09799 09121 00125
Analisa modal pada software etabs 2015 menunjukan bahwa
perbedaan waktu getar sangat sedikit sehingga untuk selanjutnya digunakan
metoda kombinasi kuadrat lengkap (CQC) Pada mode ke 7 partisipasi
massa pada UX sudah mencapai 93 dan pada mode ke 14 partisipasi
massa pada UY sudah mencapai 90 sehingga sudah memenuhi syarat
minimal (90)
- Kontrol base reaction
Tabel 45 Base Reaction
Load CaseCombo
FX FY FZ
KN KN KN
RS U1 Max 2366839 325487 10303
RS U2 Max 290655 2367369 22637
085 VStatik gt VDinamik
085 2668381 gt 2367369
226812 lt 2367369 (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
118
4214 Beban notional
Untuk struktur yang menahan beban gravitasi terutama melalui kolom dinding
atau portal vertikal nominal diijinkan menggunakan beban notional untuk mewakili
efek ketidaksempurnaan awal Beban notional harus digunakan sebagai beban
lateral pada semua levelbeban national di hitung otomatis dari program ETABS
2015 dengan nominal 0002 α Yi untuk mewakili ketidaksempurnaan awal dan
0001 α Yi untuk kekakuan lentur sehingga
Ni = 0003 α Yi
Gambar 413 Beban notional pada etabs 2015
Beban tersebut di distribusikan arah orthogonal baik untuk beban grafitasi beban
hidup maupun beban grafitasi akibat beban mati
422 Kombinasi beban
Struktur akan didisain dengan gempa termasuk gaya seismic vertikal dan
faktor redundansi Gaya seismic vertikal adalah
Ev = 02 SDS DL
= 02 040 DL
= 008 DL
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
119
Faktor redundansi untuk kategori desain seismik DE dan F adalah 13 sehingga
kombinasi pembebanan menjadi
1 14D
2 12D + 16L + 05(Lr atau R)
3 12D + 16(Lr atau R) + (L atau 05W)
4 12D + 10 W + L + 05(Lr atau R)
5 12D + 10 E + L -gt 13D + 13E + L
6 09D + 10 W
7 09D + 10 E -gt 08D + 13E
423 Kontrol Driff
Tabel 46 Simpangan antar lantai akibat gempa X
Elevasi h SUMBU X SUMBU Y ∆IZIN KETERANGAN
m mm δse (mm) δx (mm) ∆x (mm) δse (mm) δy (mm) ∆y (mm) mm
355 4100 80 440 2585 15 825 385 82 OK
314 3000 753 41415 2035 143 7865 33 60 OK
284 3000 716 3938 2695 137 7535 275 60 OK
254 3000 667 36685 363 132 726 33 60 OK
224 3000 601 33055 4345 126 693 44 60 OK
194 3000 522 2871 4565 118 649 495 60 OK
164 2650 439 24145 3905 109 5995 66 53 OK
1375 3050 368 2024 407 97 5335 1155 61 OK
107 4900 294 1617 7535 76 418 253 98 OK
58 5800 157 8635 8635 3 165 165 116 OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
120
Gambar 414 Grafik simpangan antar lantai VS elevasi akibat gempa - X
Tabel 47 Simpangan antar lantai akibat gempa Y
Elevasi h SUMBU X SUMBU Y ∆IZIN KETERANGAN
m mm δse (mm) δx (mm) ∆x (mm) δse (mm) δy (mm) ∆y (mm) mm
355 4100 398 742 35 742 4081 1925 82 OK
314 3000 371 707 27 707 38885 1485 60 OK
284 3000 35 68 3 68 374 165 60 OK
254 3000 324 65 43 65 3575 2365 60 OK
224 3000 288 607 56 607 33385 308 60 OK
194 3000 246 551 68 551 30305 374 60 OK
164 2650 201 483 68 483 26565 374 53 OK
1375 3050 164 415 92 415 22825 506 61 OK
107 4900 127 323 182 323 17765 80 98 OK
58 5800 62 141 141 141 9765 9765 116 OK
0
5
10
15
20
25
30
35
40
0 20 40 60 80 100 120 140
ELEV
ASI
STORY DRIFT
GRAFIK STORY DRIFT vs ELEVASI
DRIFT X
DRIFT Y
DRIFT IZIN
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
121
Gambar 415 Grafik simpangan antar lantai VS elevasi akibat gempa - Y
424 Kontrol Profil
4241 Kolom 350 x 350 x 12 x 19 ( A = 1739 cm2 )
Ix = 40300 cm4 Zx = 24931
Iy = 13600 cm4 Zy = 11749
Sx = 2300 cm3 Lp = 449 m
Sy = 776 cm3 Lr = 1718 m
rx = 152 cm Mp = 5983 KN m
ry = 884 cm Mr = 391 KN m
Panjang tidak terkekang lateral = 58 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
0
5
10
15
20
25
30
35
40
0 20 40 60 80 100 120 140
ELEV
ASI
STORY DRIFT
GRAFIK STORY DRIFT vs ELEVASI
DRIFT X
DRIFT Y
DRIFT IZIN
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
122
a Kapasitas kolom terhadap tekan
λ = lt 471
=
lt 471
= 65611 lt 13797
fe =
=
= 45890 MPa
lt 225
lt 225
0522 lt 225
Sehingga tegangan keritis adalah
fcr = 0658 fy
= 0658 240
= 19698 MPa
ϕPn = 09 fcr A
= 09 19698 17390
= 308307 KN
b Kapasitas kolom terhadap momen sumbu x
L = 58 m
Lp = 449 m
Lr = 1718 m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
123
didapat Lp lt L lt Lr sehingga momen ultimate adalah
Mn = Cb [Mp ndash ( Mp- Mr)
]
= 1 [5983 - (5983 ndash 391)
]
= 57694 KN m
ϕ Mn = 09 57694
= 51924 KN m
c Kapasitas kolom terhadap momen sumbu y
ϕ Mn = 09 Zy fy
= 09 11749 240
= 25377 KN m
Tabel 48 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 350 x 350 x 12 x 19
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
14DL 0 -50108 -439 -693 PuϕPn lt 02 0114
14DL 275 -49599 076 340 PuϕPn lt 02 0092
14DL 55 -49090 565 1356 PuϕPn lt 02 013
12DL + 16LL 0 -234590 -1264 -1380 PuϕPn gt 02 0846
12DL + 16LL 275 -234153 104 786 PuϕPn gt 02 0794
12DL + 16LL 55 -233716 1360 2854 PuϕPn gt 02 0871
12DL + 16LL + 05WL-X 0 -237561 -1198 2174 PuϕPn gt 02 0867
12DL + 16LL + 05WL-X 275 -237124 116 2293 PuϕPn gt 02 083
12DL + 16LL + 05WL-X 55 -236688 1312 2004 PuϕPn gt 02 0865
12DL + 16LL + 05WL-Y 0 -234440 -2572 -1245 PuϕPn gt 02 0889
12DL + 16LL + 05WL-Y 275 -234003 -342 865 PuϕPn gt 02 0803
12DL + 16LL + 05WL-Y 55 -233567 2144 2857 PuϕPn gt 02 0898
12DL + LL + WL-X 0 -168693 -156 6011 PuϕPn gt 02 0668
12DL + LL + WL-X 275 -168257 257 3604 PuϕPn gt 02 0629
12DL + LL + WL-X 55 -167820 583 512 PuϕPn gt 02 0586
12DL + LL + WL-Y 0 -162386 -4668 -795 PuϕPn gt 02 0716
12DL + LL + WL-Y 275 -161949 -1059 776 PuϕPn gt 02 0588
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
124
Tabel 48 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 350 x 350 x 12 x 19 (lanjutan)
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
12DL + LL + WL-Y 55 -161513 3203 2242 PuϕPn gt 02 0686
13DL + LL + ρRS-X Max 0 -161904 5293 4622 PuϕPn gt 02 0802
13DL + LL + ρRS-X Max 275 -161431 1821 3150 PuϕPn gt 02 0653
13DL + LL + ρRS-X Max 55 -160958 5145 3377 PuϕPn gt 02 0772
13DL + LL + ρRS-X Min 0 -171412 -7624 -5979 PuϕPn gt 02 0938
13DL + LL + ρRS-X Min 275 -170939 -1731 -1543 PuϕPn gt 02 0654
13DL + LL + ρRS-X Min 55 -170466 -2792 1061 PuϕPn gt 02 0681
13DL + LL + ρRS-Y Max 0 -157108 2483 11576 PuϕPn gt 02 0806
13DL + LL + ρRS-Y Max 275 -156635 990 6117 PuϕPn gt 02 0659
13DL + LL + ρRS-Y Max 55 -156162 2686 4441 PuϕPn gt 02 0688
13DL + LL + ρRS-Y Min 0 -177929 -3506 -10847 PuϕPn gt 02 0899
13DL + LL + ρRS-Y Min 275 -177456 -609 -3714 PuϕPn gt 02 0673
13DL + LL + ρRS-Y Min 55 -176983 -1052 -492 PuϕPn gt 02 0632
09DL + WL-X 0 -38166 033 6660 PuϕPn lt 02 0193
09DL + WL-X 275 -37839 110 3230 PuϕPn lt 02 013
09DL + WL-X 55 -37511 161 -829 PuϕPn lt 02 0085
09DL + WLY 0 -31859 -4479 -146 PuϕPn lt 02 0233
09DL + WLY 275 -31532 -1205 402 PuϕPn lt 02 0108
09DL + WLY 55 -31204 2781 901 PuϕPn lt 02 0179
08DL + ρRS-X Max 0 -23960 6089 5031 PuϕPn lt 02 0377
08DL + ρRS-X Max 275 -23669 1794 2588 PuϕPn lt 02 016
08DL + ρRS-X Max 55 -23378 4359 1901 PuϕPn lt 02 0248
08DL + ρRS-X Min 0 -33468 -6828 -5570 PuϕPn lt 02 0432
08DL + ρRS-X Min 275 -33177 -1757 -2105 PuϕPn lt 02 0165
08DL + ρRS-X Min 55 -32886 -3578 -415 PuϕPn lt 02 0204
08DL + ρRS-Y Max 0 -18520 2830 11228 PuϕPn lt 02 0359
08DL + ρRS-Y Max 275 -18229 860 5259 PuϕPn lt 02 0166
08DL + ρRS-Y Max 55 -17938 2141 3132 PuϕPn lt 02 0175
08DL + ρRS-Y Min 0 -39341 -3159 -11196 PuϕPn lt 02 0406
08DL + ρRS-Y Min 275 -39050 -739 -4572 PuϕPn lt 02 0182
08DL + ρRS-Y Min 55 -38759 -1596 -1801 PuϕPn lt 02 0162
Stress ratio maximum adalah 0938 lt 1 OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
125
d Kapasitas kolom terhadap geser
Tabel 49 Resume gaya geser Kolom 350 x 350 x 12 x 19
V2 kN V3 kN
Vmax 18049 9887
Vmin -22158 -15602
- Kontrol terhadap geser sumbu x
ϕVn = 09 06 Aw fy
= 09 06 3744 240
= 48522 KN gt 22158 OK
- Kontrol terhadap geser sumbu y
ϕVn = 09 06 Af fy
= 09 06 12844 240
= 16645 KN gt 156 OK
4242 Kolom 300 x 300 x 10 x 15 ( A = 1198 cm2 )
Ix = 20400 cm4 Zx = 14647 cm3
Iy = 6750 cm4 Zy = 6817 cm3
Sx = 1360 cm3 Lp = 381 m
Sy = 450 cm3 Lr = 1376 m
rx = 131 cm Mp = 3515 KN m
ry = 751 cm Mr = 2312 KN m
Panjang tidak terkekang laterar = 3 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
126
a Kapasitas kolom terhadap tekan
λ = lt 471
=
lt 471
= 39947 lt 13797
fe =
=
= 123797 MPa
lt 225
lt 225
01938 lt 225
Sehingga tegangan keritis adalah
fcr = 0658 fy
= 0658 240
= 221295 MPa
ϕPn = 09 fcr A
= 09 221295 11980
= 2386003 KN
b Kapasitas kolom terhadap momen sumbu x
L = 3 m
Lp = 381 m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
127
didapat Lp gt L sehingga momen ultimate adalah
Mn = Mp
= 35152 KN m
ϕ Mn = 09 35152
= 319376 KN m
c Kapasitas kolom terhadap momen sumbu y
ϕ Mn = 09 Zy fy
= 09 6817 240
= 147247 KN m
Tabel 410 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 300 x 300 x 10 x 15
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
14DL 0 -12254 -884 -306 PuϕPn lt 02 0096
14DL 275 -12082 -141 072 PuϕPn lt 02 0038
14DL 55 -11910 605 449 PuϕPn lt 02 0081
12DL + 16LL 0 -53658 -6540 -1683 PuϕPn gt 02 0667
12DL + 16LL 275 -53510 -1187 515 PuϕPn gt 02 0311
12DL + 16LL 55 -53362 4228 2705 PuϕPn gt 02 0555
12DL + 16LL + 05WL-X 0 -53789 -6536 -1139 PuϕPn gt 02 0652
12DL + 16LL + 05WL-X 275 -53641 -1183 464 PuϕPn gt 02 031
12DL + 16LL + 05WL-X 55 -53494 4231 2060 PuϕPn gt 02 0538
12DL + 16LL + 05WL-Y 0 -54867 -7138 -1717 PuϕPn gt 02 071
12DL + 16LL + 05WL-Y 275 -54719 -1176 504 PuϕPn gt 02 0315
12DL + 16LL + 05WL-Y 55 -54572 4762 2715 PuϕPn gt 02 0593
12DL + LL + WL-X 0 -37583 -4262 -046 PuϕPn lt 02 037
12DL + LL + WL-X 275 -37435 -786 246 PuϕPn lt 02 014
12DL + LL + WL-X 55 -37287 2730 534 PuϕPn lt 02 0281
12DL + LL + WL-Y 0 -40160 -5753 -1248 PuϕPn lt 02 0515
12DL + LL + WL-Y 275 -40012 -752 319 PuϕPn lt 02 0145
12DL + LL + WL-Y 55 -39864 4114 1881 PuϕPn lt 02 0423
13DL + LL + ρRS-X Max 0 -34864 -2278 258 PuϕPn lt 02 0236
13DL + LL + ρRS-X Max 275 -34704 -448 634 PuϕPn lt 02 0124
13DL + LL + ρRS-X Max 55 -34544 4920 3224 PuϕPn lt 02 0509
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
128
Tabel 410 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 300 x 300 x 10 x 15
(lanjutan)
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
13DL + LL + ρRS-X Min 0 -42010 -6668 -2496 PuϕPn lt 02 062
13DL + LL + ρRS-X Min 275 -41850 -1139 041 PuϕPn lt 02 0167
13DL + LL + ρRS-X Min 55 -41690 930 353 PuϕPn lt 02 0162
13DL + LL + ρRS-Y Max 0 -36078 -3269 1785 PuϕPn lt 02 0355
13DL + LL + ρRS-Y Max 275 -35917 -644 806 PuϕPn lt 02 0145
13DL + LL + ρRS-Y Max 55 -35757 3829 4637 PuϕPn lt 02 0482
13DL + LL + ρRS-Y Min 0 -40673 -5470 -3709 PuϕPn lt 02 0574
13DL + LL + ρRS-Y Min 275 -40513 -955 -183 PuϕPn lt 02 0156
13DL + LL + ρRS-Y Min 55 -40353 1791 -1478 PuϕPn lt 02 0253
09DL + WL-X 0 -8094 -537 895 PuϕPn lt 02 0082
09DL + WL-X 275 -7983 -084 -055 PuϕPn lt 02 0025
09DL + WL-X 55 -7872 371 -1002 PuϕPn lt 02 0074
09DL + WLY 0 -10671 -2028 -307 PuϕPn lt 02 017
09DL + WLY 275 -10560 -050 019 PuϕPn lt 02 0027
09DL + WLY 55 -10449 1755 346 PuϕPn lt 02 0153
08DL + ρRS-X Max 0 -3468 1674 1216 PuϕPn lt 02 016
08DL + ρRS-X Max 275 -3370 266 336 PuϕPn lt 02 0036
08DL + ρRS-X Max 55 -3271 2356 1674 PuϕPn lt 02 022
08DL + ρRS-X Min 0 -10614 -2716 -1539 PuϕPn lt 02 0256
08DL + ρRS-X Min 275 -10516 -426 -258 PuϕPn lt 02 006
08DL + ρRS-X Min 55 -10417 -1633 -1197 PuϕPn lt 02 0171
08DL + ρRS-Y Max 0 -4709 606 2625 PuϕPn lt 02 0135
08DL + ρRS-Y Max 275 -4610 075 529 PuϕPn lt 02 0032
08DL + ρRS-Y Max 55 -4512 1354 3250 PuϕPn lt 02 0205
08DL + ρRS-Y Min 0 -9304 -1595 -2869 PuϕPn lt 02 0219
08DL + ρRS-Y Min 275 -9206 -236 -459 PuϕPn lt 02 005
08DL + ρRS-Y Min 55 -9107 -684 -2866 PuϕPn lt 02 0157
Stress ratio maximum adalah 0710 lt 1 OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
129
d Kapasitas kolom terhadap geser
Tabel 411 Resume gaya geser Kolom 300 x 300 x 10 x 15
V2 kN V3 kN
Vmax 18748 9962
Vmin -29322 -43951
- Kontrol terhadap geser sumbu x
ϕVn = 09 06 Aw fy
= 09 06 2700 240
= 34992 KN gt 29322 KN (OK)
- Kontrol terhadap geser sumbu y
ϕVn = 09 06 Af fy
= 09 06 8700 240
= 112752 KN gt 43951 KN (OK)
4243 Kolom 200 x 200 x 8 x 12 ( A = 6353 cm2 )
Ix = 4720 cm4 Zx = 5131 cm3
Iy = 1600 cm4 Zy = 2428 cm3
Sx = 472 cm3 Lp = 255 m
Sy = 160 cm3 Lr = 1072 m
rx = 862 cm Mp = 1231 KN m
ry = 502 cm Mr = 802 KN m
Panjang tidak terkekang laterar = 58 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
130
a Kapasitas kolom terhadap tekan
λ = lt 471
=
lt 471
= 115538 lt 13797
fe =
=
= 14799 MPa
lt 225
lt 225
1621 lt 225
Sehingga tegangan keritis adalah
fcr = 0658 fy
= 0658 240
= 121737 MPa
ϕPn = 09 fcr A
= 09 121737 6353
= 696056 KN
b Kapasitas kolom terhadap momen sumbu x
L = 58 m
Lp = 255 m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
131
Lr = 1072 m
didapat Lp lt L lt Lr sehingga momen ultimate adalah
Mn = Cb [Mp ndash ( Mp- Mr)
]
= 1 [123144 - (123144 ndash 8024)
]
= 106077 KN m
ϕ Mn = 09 106077
= 9547 KN m
c Kapasitas kolom terhadap momen sumbu y
ϕ Mn = 09 Zy fy
= 09 2428 240
= 524448 KN m
Tabel 412 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 200 x 200 x 8 x 12
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
14DL 0 -2195 -043 -037 PuϕPn lt 02 0028
14DL 275 -2006 004 001 PuϕPn lt 02 0016
14DL 55 -1818 049 038 PuϕPn lt 02 0027
12DL + 16LL 0 -4566 -141 -070 PuϕPn lt 02 0068
12DL + 16LL 275 -4405 007 018 PuϕPn lt 02 0035
12DL + 16LL 55 -4243 152 107 PuϕPn lt 02 0071
12DL + 16LL + 05WL-X 0 -3107 -138 483 PuϕPn lt 02 0100
12DL + 16LL + 05WL-X 275 -2945 008 053 PuϕPn lt 02 0029
12DL + 16LL + 05WL-X 55 -2784 150 -378 PuϕPn lt 02 0089
12DL + 16LL + 05WL-Y 0 -4677 -384 -090 PuϕPn lt 02 0117
12DL + 16LL + 05WL-Y 275 -4516 -011 019 PuϕPn lt 02 0037
12DL + 16LL + 05WL-Y 55 -4354 364 127 PuϕPn lt 02 0115
12DL + LL + WL-X 0 -622 005 1055 PuϕPn lt 02 0116
12DL + LL + WL-X 275 -461 014 081 PuϕPn lt 02 0015
12DL + LL + WL-X 55 -299 021 -895 PuϕPn lt 02 01
12DL + LL + WL-Y 0 -3816 -763 -100 PuϕPn lt 02 0184
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
132
Tabel 412 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 200 x 200 x 8 x 12
(lanjutan)
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
12DL + LL + WL-Y 275 -3655 -041 014 PuϕPn lt 02 0036
12DL + LL + WL-Y 55 -3493 686 126 PuϕPn lt 02 017
13DL + LL + ρRS-X Max 0 -1973 939 590 PuϕPn lt 02 0255
13DL + LL + ρRS-X Max 275 -1798 079 054 PuϕPn lt 02 0034
13DL + LL + ρRS-X Max 55 -1623 1078 567 PuϕPn lt 02 0277
13DL + LL + ρRS-X Min 0 -5225 -1217 -612 PuϕPn lt 02 0334
13DL + LL + ρRS-X Min 275 -5050 -072 -025 PuϕPn lt 02 0053
13DL + LL + ρRS-X Min 55 -4875 -791 -486 PuϕPn lt 02 0237
13DL + LL + ρRS-Y Max 0 340 425 1491 PuϕPn lt 02 024
13DL + LL + ρRS-Y Max 275 514 043 110 PuϕPn lt 02 0024
13DL + LL + ρRS-Y Max 55 689 462 1152 PuϕPn lt 02 0214
13DL + LL + ρRS-Y Min 0 -6918 -505 -1281 PuϕPn lt 02 0281
13DL + LL + ρRS-Y Min 275 -6743 -023 -068 PuϕPn lt 02 006
13DL + LL + ρRS-Y Min 55 -6569 -343 -1273 PuϕPn lt 02 0246
09DL + WL-X 0 1511 008 1085 PuϕPn lt 02 0126
09DL + WL-X 275 1632 006 070 PuϕPn lt 02 0021
09DL + WL-X 55 1753 004 -947 PuϕPn lt 02 0113
09DL + WLY 0 -1682 -761 -069 PuϕPn lt 02 0165
09DL + WLY 275 -1561 -049 003 PuϕPn lt 02 0021
09DL + WLY 55 -1440 668 075 PuϕPn lt 02 0146
08DL + ρRS-X Max 0 412 1035 596 PuϕPn lt 02 0263
08DL + ρRS-X Max 275 519 077 041 PuϕPn lt 02 0023
08DL + ρRS-X Max 55 627 978 534 PuϕPn lt 02 0247
08DL + ρRS-X Min 0 -2840 -1120 -606 PuϕPn lt 02 0298
08DL + ρRS-X Min 275 -2733 -074 -038 PuϕPn lt 02 0038
08DL + ρRS-X Min 55 -2625 -891 -519 PuϕPn lt 02 0244
08DL + ρRS-Y Max 0 2516 453 1421 PuϕPn lt 02 0254
08DL + ρRS-Y Max 275 2624 036 093 PuϕPn lt 02 0036
08DL + ρRS-Y Max 55 2731 420 1186 PuϕPn lt 02 0224
08DL + ρRS-Y Min 0 -4742 -477 -1350 PuϕPn lt 02 0267
08DL + ρRS-Y Min 275 -4634 -030 -085 PuϕPn lt 02 0048
08DL + ρRS-Y Min 55 -4527 -385 -1239 PuϕPn lt 02 0236
Stress ratio maximum adalah 0334 lt 1 (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
133
e Kapasitas kolom terhadap geser
Tabel 413 Resume gaya geser Kolom 200 x 200 x 8 x 12
V2 kN V3 kN
Vmax 4961 3345
Vmin ‐45461 ‐40182
- Kontrol terhadap geser sumbu x
ϕVn = 09 06 Aw fy
= 09 06 1408 240
= 18247 KN gt 4961 OK
- Kontrol terhadap geser sumbu y
ϕVn = 09 06 Af fy
= 09 06 4512 240
= 584755 KN gt 40182 OK
4244 Balok Komposit 300 x 150 x 65 x 9 ( A = 4678 cm2 )
Ix = 7210 cm4 Zx = 522 cm3
Iy = 508 cm4 Zy = 1042 cm3
Sx = 481 cm3 Lp = 167 m
Sy = 677 cm3 Lr = 497 m
rx = 124 cm Mp = 1253 KN m
ry = 329 cm Mr = 817 KN m
Panjang tidak terkekang laterar = 8 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
134
Tabel 414 Resume Gaya luar envelope balok komposit 300 x 150 x 65 x 9
Load CaseCombo Station P V2 V3 T M2 M3
m kN kN kN kN‐m kN‐m kN‐m
ENVELOPE Max 0175 0030 4867 0030 ‐0009 0012 35372
ENVELOPE Max 0671 0020 5715 0020 ‐0009 0000 32749
ENVELOPE Max 1166 0009 6564 0009 ‐0009 0000 30189
ENVELOPE Max 1662 0000 7412 0000 ‐0009 0000 30289
ENVELOPE Max 2158 0000 8260 0000 ‐0009 0000 29122
ENVELOPE Max 2653 0000 9109 0000 ‐0009 0004 26687
ENVELOPE Max 3149 0000 9957 0000 ‐0009 0018 22986
ENVELOPE Max 3617 0003 17149 0003 0059 0002 15061
ENVELOPE Max 4084 0003 17368 0003 0059 0000 10950
ENVELOPE Max 4552 0002 17587 0002 0059 0000 13087
ENVELOPE Max 5019 0001 17806 0001 0059 0000 15177
ENVELOPE Max 5487 0000 18025 0000 0059 0000 17921
ENVELOPE Max 5955 0000 18244 0000 0059 0000 22012
ENVELOPE Max 6422 0000 18463 0000 0059 0000 26039
ENVELOPE Max 6890 0000 18681 0000 0059 0000 30003
ENVELOPE Max 7357 0000 18900 0000 0059 0001 33905
ENVELOPE Max 7825 0000 19119 0000 0059 0003 37743
ENVELOPE Min 0175 0000 ‐28736 0000 ‐0084 0000 ‐56467
ENVELOPE Min 0671 0000 ‐26180 0000 ‐0084 0000 ‐42857
ENVELOPE Min 1166 0000 ‐23624 0000 ‐0084 ‐0007 ‐30998
ENVELOPE Min 1662 ‐0002 ‐21067 ‐0002 ‐0084 ‐0009 ‐23486
ENVELOPE Min 2158 ‐0013 ‐18511 ‐0013 ‐0084 ‐0005 ‐16393
ENVELOPE Min 2653 ‐0023 ‐15955 ‐0023 ‐0084 0000 ‐9722
ENVELOPE Min 3149 ‐0034 ‐13398 ‐0034 ‐0084 0000 ‐3471
ENVELOPE Min 3617 0000 ‐9354 0000 0007 0000 0930
ENVELOPE Min 4084 0000 ‐9219 0000 0007 0000 1369
ENVELOPE Min 4552 0000 ‐9084 0000 0007 ‐0001 ‐4717
ENVELOPE Min 5019 0000 ‐8950 0000 0007 ‐0001 ‐10866
ENVELOPE Min 5487 0000 ‐8815 0000 0007 ‐0002 ‐17834
ENVELOPE Min 5955 ‐0001 ‐8680 ‐0001 0007 ‐0002 ‐26313
ENVELOPE Min 6422 ‐0002 ‐8546 ‐0002 0007 ‐0001 ‐34895
ENVELOPE Min 6890 ‐0002 ‐8411 ‐0002 0007 0000 ‐43579
ENVELOPE Min 7357 ‐0003 ‐8276 ‐0003 0007 0000 ‐52366
ENVELOPE Min 7825 ‐0004 ‐8142 ‐0004 0007 0000 ‐61255
Didapat M+max 3774 KN m dan M-
max 6125 KN m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
135
a Kontrol momen positif
- menentukan lebar efektif pelat beton ( digunakan Lrelativ )
1 be lt
be lt
be lt 1
2 be lt bo
be lt 1
sehingga digunakan be = 1 meter
akibat adanya lubang pada floor deck maka digunakan bekivalen
bekivalen =
=
= 810 mm
- Menentukan nilai n
Ebeton = 4700 = 4700 radic25 = 23500
Ebaja = 200000
n = = = 851
- Menentukan lebar transformasi penampang beton
=
= 952 cm
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Pelat Beton 11424 6 68544 Floor Deck 1867 945 17646 Profil WF 4678 27 126306
sum 17969 sum 212496
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
136
ẏ = sum
sum =
= 11825 mm
Titik berat berada di pelat beton
a =
=
= 5968 mm
d1 = 05hprofil + tpelat = 150 + 120 = 270 mm
d2 = hprofil ndash ċ = 120 ndash 035 = 11965
ϕMn = 09 As fy ( d1- ӯ )
ϕMn = 09 x [ 4678 x 240 x (270 ndash 2984) +2646 550 (11965 ndash 2984) ]
ϕMn = 24266 + 1176
ϕMn = 25442 KN m gt Mu = 3774 KN m ( OK )
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
137
b Kontrol momen negatif
- Menentukan sumbu netral penampang
Tsr = Asr fyr
= 667 ( 503 ) 400
= 13413334 N
Tfd = As Fu
= 81485 550
= 4481675 N
T = Tsr + Tfd
= 13413334 + 448167
= 58230084 N
Cmax = As fy
= 4678 240
= 1122720 N
Cmax gt T maka titik berat berada pada profil baja
T + Ts = Cmax ndash Ts
2Ts = Cmax ndash T
Ts = 05 (1122720 ndash 58230084)
Ts = 270209 N
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
138
Jika sumbu netral jatuh di sayap maka
b tf fy = Ts
150 tw 240 = 27020958
t =
= 75 mm
- Menghitung garis kerja gaya pusat tekan
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Profil WF 4678 15000 701700 Flens -1125 29625 -333281
sum 3553 sum 36841
ӯ =
= 10369 mm
Momen terhadap garis kerja
Tsr Mn1 = Tsr (d ndash ӯ + ts ndash 24)
= 13413334 ( 300 ndash 10369 + 120 ndash 24 )
= 3920 KN m
Tfr Mn2 = Tfd ( d ndash ӯ + 25 )
= 4481675 ( 300 ndash 10369 + 25)
= 9918 KN m
Ts flens Mn3 = Ts ( d ndash ӯ ndash (752) )
= 270000 ( 300 ndash 10369 ndash 375 )
= 5199 KN m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
139
Mn = Mn1 + Mn2 + Mn3
= 3920 + 9918 + 5199
= 19037 KN m
ϕ Mn = 09 Mn
= 09 19037
= 17133 KN m gt 6125 KN m (OK)
D Dimensi Penghubung Geser (Shear Conector)
Gaya horizontal akibat aksi komposit penuh
Vh = 085 a b = 085 x 5968 x 1000 x 25 = 1268200 N
Digunakan Stud connector ⅝rdquo luas satu buah stud connector adalah
Asc = d2 = 158752 =19801 mm2
Kuat geser satu buah shear connector
Qn = 05 Asc lt Rg Rp Asc fu
Qn = 05 x 19801 x radic25 23500 lt 085 x 075 x 19801 x 550
Qn = 7588676 N lt 69427
Jumlah shear connector yang di butuhkan
N = = = 182 ~ 19 buah untuk setengah bentang
Total kebutuhan shear connector adalah 38 buah untuk semua bentang Jika
dipasang dua buah shear connector pada setiap penampang melintang maka
jarak shear connector adalah
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
140
S = = 421 mm
Smin = 6d = 6 x 15875 = 9525 mm
Smax = 8t = 8 x 120 = 960 mm
Strans = 4d = 4 x 15875 = 635 mm
Sehingga digunakan shear connector 2 x (⅝rdquo x 65 cm) dengan jarak 25 cm
E Kontrol Geser
Menghitung gaya geser ultimate
Vu = 43951 KN
Menghitung gaya geser nominal
ϕVn = 09 (06 fy) h tw
ϕVn = 09 x 06 x 240 x 282 x 65
ϕVn = 23755 KN gt Vu = 43951 (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
141
4245 Balok Komposit 350 x 175 x 7 x 11 ( A = 6314 cm2 )
Ix = 13600 cm4 Zx = 8408 cm3
Iy = 984 cm4 Zy = 1724 cm3
Sx = 775 cm3 Lp = 2 m
Sy = 112 cm3 Lr = 593 m
rx = 147 cm Mp = 2017 KN m
ry = 395 cm Mr = 1317 KN m
Panjang tidak terkekang laterar = 6 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
Tabel 415 Resume Gaya luar envelope balok komposit 350 x 175 x 7 x 11
Load CaseCombo Station P V2 V3 T M2 M3
m kN kN kN kN-m kN-m kN-m
ENVELOPE Max 015 00015 -286870 00000 -00119 00000 -114887
ENVELOPE Max 061 00007 -285538 00000 -00119 00002 17497
ENVELOPE Max 108 00000 -284206 00001 -00119 00003 149271
ENVELOPE Max 154 00000 -282873 00009 -00119 00000 509357
ENVELOPE Max 200 00000 -281541 00017 -00119 00000 1180521
ENVELOPE Max 250 00009 99787 00000 00008 00001 1186148
ENVELOPE Max 300 00000 101228 00000 00008 00003 1190858
ENVELOPE Max 350 00000 102668 00009 00008 00001 1204523
ENVELOPE Max 400 00000 104108 00017 00008 00000 1220570
ENVELOPE Max 446 00009 1540139 00000 01032 00000 560851
ENVELOPE Max 493 00001 1542137 00000 01032 00003 155777
ENVELOPE Max 539 00000 1544136 00007 01032 00002 31225
ENVELOPE Max 585 00000 1546134 00015 01032 00000 -93930
ENVELOPE Min 015 00000 -1602940 -00015 -00945 -00003 -1807980
ENVELOPE Min 061 00000 -1600942 -00007 -00945 00000 -1124508
ENVELOPE Min 108 -00001 -1598944 00000 -00945 00000 -483534
ENVELOPE Min 154 -00009 -1596945 00000 -00945 00000 -72489
ENVELOPE Min 200 -00017 -1594947 00000 -00945 -00006 163564
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
142
Tabel 415 Resume Gaya luar envelope balok komposit 350 x 175 x 7 x 11
(lanjutan)
Load CaseCombo Station P V2 V3 T M2 M3
m kN kN kN kN-m kN-m kN-m
ENVELOPE Min 250 00000 -138749 -00009 -00032 00000 224275
ENVELOPE Min 300 00000 -136409 00000 -00032 00000 283264
ENVELOPE Min 350 -00009 -134068 00000 -00032 00000 259583
ENVELOPE Min 400 -00017 -131728 00000 -00032 -00006 208160
ENVELOPE Min 446 00000 267215 -00009 00146 00000 -14744
ENVELOPE Min 493 00000 268547 -00001 00146 00000 -341901
ENVELOPE Min 539 -00007 269880 00000 00146 00000 -951197
ENVELOPE Min 585 -00015 271212 00000 00146 -00003 -1655771
Didapat M+max 122057 KN m dan M-
max -180798 KN m
a Kontrol momen positif
- menentukan lebar efektif pelat beton
1 be lt
be lt
be lt 075
2 be lt bo
be lt 1
sehingga digunakan be = 075 meter
akibat adanya lubang pada floor deck maka digunakan bekivalen
bekivalen =
= = 614633 mm
- Menentukan nilai n
Ebeton = 4700 = 4700 radic25 = 23500
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
143
Ebaja = 200000
n = = = 851
- Menentukan lebar transformasi penampang beton
=
= 723 cm
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Pelat Beton 864 6 5184 Profil WF 6314 295 186263
sum 16546 sum 253147
ẏ = sum
sum =
= 1592 cm
Titik berat berada di profil baja titik pusat tarik baja profil
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Profil WF 6314 175 11049500 Flens -1925 3445 - 6631625 Web -1974 3249 - 6413526
sum 41916 sum 3776522
ẏ = sum
sum =
= 90097 cm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
144
momen nominal positif
a =
=
= 6311 mm
d1 = h - ӯ + tpelat = 350 - 90 + 120 = 380 mm
d2 = h - ӯ ndash (112) = 350 - 90 - 55 = 2545 mm
d3 = h - ӯ - tf - (2822) = 350 - 90 ndash 11 ndash 141 = 2349 mm
ϕMn = 09 085 a b fcrsquo ( d1- ) + 09 Asf fy (d2) + 09 Asw fy (d3)
ϕMn = 09 x [ 085 x 6311 x 750 x 25 x ( 380 -
) + 11 x 175 x 240 x 2545
+ 282 x 7 x 240 x 2349 ]
ϕMn = 4308 KN m gt Mu = 122057 KN m ( OK )
b Kontrol momen negatif
- Menentukan sumbu netral penampang
Tsr = Asr fyr
= 667 ( 503 ) 400
= 13413334
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
145
Tfd = As Fu
= 595 550
= 327250
T = Tsr + Tfd
= 13413334 + 327250
= 46138334
Cmax = As fy
= 6314 240
= 1515360
Cmax gt T maka titik berat berada pada profil baja
T + Ts = Cmax ndash Ts
2Ts = Cmax ndash T
Ts = 05 (1515360 ndash 46138334)
Ts = 52698833
Jika sumbu netral jatuh di web maka
b tf fy = Ts
h 7 240 = 52698833 ndash (175 11 240)
h =
= 3869 mm
- Menghitung garis kerja gaya pusat tekan
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Profil WF 6314 17500 11049500 Flens -1925 34450 - 6631625 Web -270 31965 - 863068
sum 4119 sum 3554806
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
146
ӯ =
= 8630 mm
Momen terhadap pusat tekan
Tsr Mn1 = Tsr (d ndash ӯ + t ndash 24)
= 13413334 ( 350 ndash 8630 + 120 ndash 24 )
= 48247 KN m
Tfr Mn2 = Tfd ( d ndash ӯ + 25 )
= 327250 ( 350 - 8630 + 25)
= 94477 KN m
Ts flens Mn3 = Tf ( d ndash ӯ ndash (112) )
= 462000 ( 350 ndash 8630 ndash 55 )
= 119288 KN m
Ts web M4 = Tw ( d ndash ӯ ndash 11 ndash (38692) )
= 37464 ( 350 ndash 8630 ndash 11 ndash 1934 )
= 15167 KN m
Mn = Mn1 + Mn2 + Mn3 + Mn4
= 48247 + 94477 + 119288 + 15167
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
147
= 277179 KN m
ϕ Mn = 09 Mn
= 09 277179
= 249461 KN m gt 180798 KN m (OK)
D Dimensi Penghubung Geser (Shear Conector)
Gaya horizontal akibat aksi komposit penuh
Vh = 085 a b = 085 x 6311 x 750 x 25 = 1005816 N
Digunakan Stud connector ⅝rdquo luas satu buah stud connector adalah
Asc = d2 = 158752 =19801 mm2
Kuat geser satu buah shear connector
Qn = 05 Asc lt Rg Rp Asc fu
Qn = 05 x 19801 x radic25 23500 lt 085 x 075 x 19801 x 550
Qn = 7588676 N lt 69427
Jumlah shear connector yang di butuhkan
N = = = 1448 ~ 15 buah untuk setengah bentang
Total kebutuhan shear connector adalah 28 buah untuk semua bentang Jika
dipasang dua buah shear connector pada setiap penampang melintang maka
jarak shear connector adalah
S = = 400 mm
Smin = 6d = 6 x 15875 = 9525 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
148
Smax = 8t = 8 x 120 = 960 mm
Strans = 4d = 4 x 15875 = 635 mm
Sehingga digunakan shear connector 2 x (⅝rdquo x 65 cm) dengan jarak 25
cm
E Kontrol Geser
Menghitung gaya geser ultimate
Vu = 160294
Menghitung gaya geser nominal
ϕVn = 09 (06 fy) h tw
ϕVn = 09 x 06 x 240 x 328 x 7
ϕVn = 29756 KN gt Vu = 160294 KN (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
149
425 Dimensi Sambungan
4251 Sambungan Balok Kolom
1 Sambungan Balok Kolom IWF 350 x 175 x 7 x 11 (ϕMP = 182 KN m)
Gambar 416 Rencana sambungan balok kolom IWF 350 x 175 x 7 x 11
Data geometri sambungan
pfo = 80 pfi = pb = 60 mm
h0 = hpr + pfo = 350 + 80 = 430 mm
h1 = hpr ndash tf ndash pfi = 350 ndash 11 ndash 60 = 279 mm
h2 = hpr ndash tf ndash pfi ndash pb = 350 ndash 11 ndash 60 ndash 60 = 219 mm
g = 95 mm
de = 50 mm
bp = 175 mm
hst = 130 mm -gt Lst = = = 22516 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
150
- Momen rencana sambungan (tebal pelat rencana 24 mm)
Muc = Mp + Vu (Lst + tp)
= 182 + 1603 x ( 22516 + 24 )10-3
= 22194 KN m
- Kontrol tebal end-plate
s =
= radic175 95
= 64468 mm
Yp = lang rang 2 lang rang lang rang
2
1 lang 34rang 2
42
Yp = 279 lang rang 219 lang
rang 430 lang rang
295
279 lang60 3 604
rang 219 64468 604
952
Yp = 113067 + 983126 + 475
Yp = 216129
t =
=
= 2297 lt t (24 mm) (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
151
- Kontrol tebal pelat pengaku
Direncanakan tebal pelat pengaku = 10 mm
tst = 10 mm (hst = 130 mm Lst = 22516 mm)
cek tekuk lokal
lt 056
lt
13 lt 1616 (OK)
- Kontrol Sambungan Baut
Digunakan baut A325 M20 (Ab = 31428 mm2 )
Tegangan nominal tarik baut bergantung pada gaya geser ultimate
fnt = 620 MPa
fnv = 372 MPa
frv =
=
= 51 MPa
fnrsquo = 13 fnt -
frv lt fnt
fnrsquo = 13 x 620 -
x 51 lt 620
fnrsquo = 693 lt 620
sehingga tegangan tarik maximum yang digunakan adalah 620 MPa
momen tahanan sambungan baut adalah
ϕMnp = 2ϕPt sum
= 2ϕPt (h0 + h1 + h2)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
152
= 2 075 31428 620 ( 430 + 279 + 219 )
= 271236 KN m gt Muc = 22194 KN m (OK)
- Kontrol las
Digunakan las dengan tebal las maximum yaitu
tlas 1 = 6 mm untuk las vertical
tlas 2 = 9 mm untuk las horizontal
Menentukan tiitk berat las
Las
(i)
1 2hst tlas 1 = 1560 = 424
2 2b2 tlas 2 = 1377 = 3635
3 2b1 tlas 2 = 1404 = 3435
4 2h1 tlas 1 = 3936 = 184
5 2b1 tlas 2 = 1404 = 245
6 2b2 tlas 2 = 1377 = 45
sum A = 9681
61965
2409072sum AY =
05tlas
tf + 15tlas 34398
hpr ‐ tf + tlas 482274
05hpr + tlas 724224
hpr + 05hst + tlas 661440
hpr + 15tlas 5005395
Luas (Ai) Jarak ke sumbu x (yi) Ai x yi
(mm2) (mm) mm
3
h1 = hpr ndash 2tf
= 350 ndash 211
= 328 mm
b1 = 05 [be - tw - 2tlas)
= 05 [175 ndash 7 ndash 26]
= 78 mm
b2 = 05 [be ndash tst - 2tlas)
= 05 [175 ndash 10 ndash 26]
= 765 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
153
ӯ = sumAy
sumA =
2409072 = 248845 mm
kekuatan las
fEXX = 490 MPa (E60)
ϕRn = 075 te 06 fEXX
= 075 x 0707 x 6 x 06 x 490
= 93536 N
Kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 7 x 06 x 370
= 11655 N
Kekuatan las menentukan kekuatan sambungan las dipengaruhi oleh geser
dan lentur sehingga tegangan geser untuk lentur
frv = = = 1655 MPa
fn =
= 490 1655
= 4897 MPa
Momen lentur nominal las
ϕfu = 075 0707 06 fEXX
= 075 x 0707 x 06 x 4897
= 155804 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
154
momen plastis terhadap garis netral adalah
Mn = 22914 KN m gt Muc = 22194 KN m (OK)
Las Luas (Ai) ϕfu Gaya Las
(i) (mm2) Mpa KN
1 1560 155804 2430542 1377 155804 2145423 1404 155804 2187494 3936 155804 6132455 1404 155804 2187496 1377 155804 214542
397664907552422
229140sum Mn
01150095006502240244
Mn
KN m425722459820706
Lengan kopel
m0175
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
155
2 Sambungan Balok Kolom IWF 300 x 150 x 65 x 9 (ϕMP = 113 KN m)
Gambar 417 Rencana sambungan balok kolom IWF 300 x 150 x 65 x 9
Data geometri sambungan
pfo = 80 pfi = 60 mm
h0 = hpr + pfo = 300 + 80 = 380 mm
h1 = hpr ndash tf ndash pfi = 300 ndash 9 ndash 60 = 231 mm
g = 70 mm
de = 75 mm
bp = 150 mm
hst = 155 mm -gt Lst = = 26846mm
- Momen rencana sambungan (tebal pelat rencana 24 mm)
Muc = Mp + Vu (Lst + tp)
= 113 + 285 x ( 26846 + 14 )10-3
= 12105 KN m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
156
- Kontrol tebal end-plate
s =
= radic150 70
= 51234 mm
Yp = lang rang lang rang
2
1lang rang 0
Yp = 231 lang
rang 380 lang
rang
270
231lang51234 51234rang 380 75 80
Yp = 131069 + 235914
Yp = 366983
t =
=
= 1302 lt t (14 mm) (OK)
- Kontrol tebal pelat pengaku
Direncanakan tebal pelat pengaku = 10 mm
tst = 10 mm (hst = 155 mm Lst = 26846 mm)
cek tekuk lokal
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
157
lt 056
lt
155 lt 1616 (OK)
- Kontrol Sambungan Baut
Digunakan baut A325 M20 (Ab = 31428 mm2 )
Tegangan nominal tarik baut bergantung pada gaya geser ultimate
fnt = 620 MPa
fnv = 372 MPa
frv =
=
= 16 MPa
fnrsquo = 13 fnt -
frv lt fnt
fnrsquo = 13 x 620 -
x 16 lt 620
fnrsquo = 770 lt 620
sehingga tegangan tarik maximum yang digunakan adalah 620 MPa
momen tahanan sambungan baut adalah
ϕMnp = 2ϕPt sum
= 2ϕPt (h0 + h1)
= 2 075 31428 620 ( 380 + 231)
= 17858 KN m gt Muc = 12105 KN m (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
158
- Kontrol las
Digunakan las dengan tebal las maximum yaitu
tlas 1 = 6 mm untuk las vertical
tlas 2 = 7 mm untuk las horizontal
Menentukan tiitk berat las
ӯ = sumAy
sumA =
1999635 = 228190 mm
Las
(i)
1 2hst tlas 1 = 1860 = 3865
2 2b2 tlas 2 = 1152 = 3135
3 2b1 tlas 2 = 11835 = 2955
4 2h1 tlas 1 = 3384 = 159
5 2b1 tlas 2 = 11835 = 225
6 2b2 tlas 2 = 1152 = 45
sum A = 8763
tf + 15tlas 2662875
05tlas 5184
sum AY = 1999635
hpr ‐ tf + tlas 34972425
05hpr + tlas 538056
hpr + 05hst + tlas 718890
hpr + 15tlas 361152
Luas (Ai) Jarak ke sumbu x (yi) Ai x yi
(mm2) (mm) mm
3
h1 = hpr ndash 2tf
= 300 ndash 29
= 282 mm
b1 = 05 [be - tw - 2tlas)
= 05 [150ndash 65 ndash 26]
= 6575 mm
b2 = 05 [be ndash tst - 2tlas)
= 05 [150 ndash 10 ndash 26]
= 64 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
159
kekuatan las
fEXX = 490 MPa
ϕRn = 075 te 06 fEXX
= 075 x 0707 x 6 x 06 x 490
= 935361 N
Kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 65 x 06 x 370
= 108225 N
Kekuatan las menentukan kekuatan sambungan las dipengaruhi oleh geser
dan lentur sehingga tegangan geser untuk lentur
frv = = = 325 MPa
fn =
= 490 325
= 4899 MPa
Momen lentur nominal las
ϕfu = 075 0707 06 fEXX
= 075 x 0707 x 06 x 4899
= 155861 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
160
momen plastis terhadap garis netral adalah
Mn = 188227 KN m gt Muc = 12105 KN m (OK)
Las Luas (Ai) ϕfu Gaya Las
(i) (mm2) Mpa KN
1 1860 155861 2899012 1152 155861 1795523 11835 155861 1844614 3384 155861 5274345 11835 155861 1844616 1152 155861 179552
sum Mn 188227
0069 364930206 379420224 40164
0158 458940085 153170067 12416
Lengan kopel Mn
m KN m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
161
4251 Sambungan Balok Balok
1 Sambungan Balok Balok IWF 300 x 150 x 65 x 9 (ϕVn = 2527 KN m)
Gambar 418 Rencana sambungan balok balok IWF 300 x 150 x 65 x 9
Dicoba 5 buah baut M16 (AB = 20114 mm2) dengan tebal pelat 8 mm
fnv = 372 MPa
Kekuatan geser baut
ϕRn = 075 fn AB
= 075 x 372 x 20114
= 5611 KN
Kekuatan tumpuan baut
ϕRn = 12 lc t fu lt 24 d t fu
ϕRn = 12 x 32 x 8 x 370 lt 24 x 16 x 8 x 37
ϕRn = 113664 lt 113664
Jumlah baut perlu
nBAUT =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
162
=
= 45 ~ 5 baut
Untuk baut diameter 16 jarak ke tepi
Jarak minimum = 22 mm (tabel 227)
Jarak maximum = 12 tmin = 12x 6 = 72 mm
Diambil 34 mm
Untuk baut diameter 16 jarak antar baut
Jarak minimum = 3d = 3 x 16 = 48 mm
Jarak maximum = 14 tmin = 14 x 6 = 84 mm
Diambil 50 mm
Kontrol Pelat
ϕVn = 09 x 06 x Ag x fy
= 09 x 06 x 268 x 8 x 240
= 2778 KN gt 2527 KN
Kontrol Las
kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 65 x 06 x 370
= 1082 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
163
kekuatan las transversal
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490
= 779467 Nmm
kekuatan las longitudinal
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490 x ( 1 + 05sin15 90 )
= 116920 Nmm
Sehingga kekuatan sambungan las adalah
P =sum ϕRn min x L
= 779467 x 268 + 1082 x 1295
= 349 KN gt 2527 KN (OK)
Gambar 419 Detail sambungan balok balok IWF 300 x 150 x 65 x 9
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
164
2 Sambungan Balok Balok IWF 250 x 125 x 6 x 9 (ϕVn = 1944 KN m)
Gambar 420 Rencana sambungan balok balok IWF 250 x 125 x 6 x 9
Dicoba 4 buah baut M16 (AB = 20114 mm2) dengan tebal pelat 8 mm
fnv = 372 MPa
Kekuatan geser baut
ϕRn = 075 fn AB
= 075 x 372 x 20114
= 5611 KN
Kekuatan tumpuan baut
ϕRn = 12 lc t fu lt 24 d t fu
ϕRn = 12 x 32 x 8 x 370 lt 24 x 16 x 8 x 370
ϕRn = 113664 lt 113664
Jumlah baut perlu
nBAUT =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
165
=
= 346 ~ 4 baut
Untuk baut diameter 16 jarak ke tepi
Jarak minimum = 22 mm (tabel 227)
Jarak maximum = 12 tmin = 12x 6 = 72 mm
Diambil 34 mm
Untuk baut diameter 16 jarak antar baut
Jarak minimum = 3d = 3 x 16 = 48 mm
Jarak maximum = 14 tmin = 14 x 6 = 84 mm
Diambil 50 mm
Kontrol Pelat
ϕVn = 09 x 06 x Ag x fy
= 09 x 06 x 218 x 8 x 240
= 22602 KN gt 1944 KN
Kontrol Las
kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 6 x 06 x 370
= 999 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
166
kekuatan las transversal
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490
= 779467 Nmm
kekuatan las longitudinal
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490 x ( 1 + 05sin15 90 )
= 116920 Nmm
Sehingga kekuatan sambungan las adalah
P =sum ϕRn min x L
= 779467 x 268 + 999 x 1295
= 33826 KN gt 1944 KN (OK)
Gambar 421 Detail sambungan balok balok IWF IWF 250 x 125 x 6 x 9
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
167
3 Sambungan Balok Balok IWF 200 x 100 x 55 x 8 (ϕVn = 1422 KN m)
Gambar 422 Rencana sambungan balok balok IWF 200 x 100 x 55 x 8
Dicoba 3 buah baut M16 (AB = 20114 mm2) dengan tebal pelat pengaku 8 mm
fnv = 372 MPa
Kekuatan geser baut
ϕRn = 075 fn AB
= 075 x 372 x 20114
= 5611 KN
Kekuatan tumpuan baut
ϕRn = 12 lc t fu lt 24 d t fu
ϕRn = 12 x 32 x 8 x 370 lt 24 x 16 x 8 x 370
ϕRn = 113664 lt 113664
Jumlah baut perlu
nBAUT =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
168
=
= 253 ~ 3 baut
Untuk baut diameter 16 jarak ke tepi
Jarak minimum = 22 mm (tabel 227)
Jarak maximum = 12 tmin = 12 x 6 = 72 mm
Diambil 34 mm
Untuk baut diameter 16 jarak antar baut
Jarak minimum = 3d = 3 x 16 = 48 mm
Jarak maximum = 14 tmin = 14 x 6 = 84 mm
Diambil 50 mm
Kontrol Pelat
ϕVn = 09 x 06 x Ag x fy
= 09 x 06 x 168 x 8 x 240
= 174 KN gt 1422 KN
Kontrol Las
kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 55 x 06 x 370
= 91575 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
169
kekuatan las
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490
= 779467 Nmm
Sehingga kekuatan sambungan las adalah
P = ϕRn min x L
= 779467 x 268
= 20889 KN gt 158 KN (OK)
Gambar 423 Detail sambungan balok balok IWF 200 x 100 x 55 x 8
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
170
4 Sambungan Balok Balok L 70 x 70 x 7 (ϕVn = 635 KN m)
Gambar 424 Rencana sambungan balok balok L 70 x 70 x 7
Kontrol las dengan tebal 5 mm
kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 6 x 06 x 370
= 999 Nmm
kekuatan las
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490
= 779467 Nmm
Sehingga kekuatan sambungan las adalah
P = ϕRn min x L
= 779467 x 110
= 8574 KN gt 635KN (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
171
BAB V
KESIMPULAN DAN SARAN
51 Kesimpulan
Dari hasil perhitungan dan analisa yangtelah dilakukan maka dapat diambil
kesimpulansebagai berikut
1 Dari hasil analisa perhitungan struktur sekunder didapatkan
Pelat lantai elevasi + 580 menggunakan Bondex LYSAGHT
INDONESIA BMT = 07 mm dengan tebal plat beton 120 mm dan untuk
elevasi lain nya digunakan pelat chekered t = 45 mm dengan siku L 70 x
70 x 7 sebagai pengaku
Balok anak lantai pabrik
1 WF 250 x 125 x 6 x 9 untuk elevasi + 580 m
2 WF 200 x 100 x 55 x 8 untuk elevasi yang lain
Gording dengan profil CNP 150 x 50 x 20 x 32
Sagrod Oslash 10 mm
Ikatan angin Oslash 22 mm
Balok tangga UNP 200 x 80 x 75 x 11
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
172
2 Dari hasil analisa perhitungan struktur primer didapatkan
Kolom 350 x 350 x 12 x 19 untuk elevasi +000 sd +1640 pada portal 7
portal 6 dan portal 5
Kolom 300 x 300 x 10 x 15 untuk portal 12 portal 11 portal 10 portal 8
dan portal 7 portal 6 portal 5 dari elevasi +1640 sd +3550
Kolom 200 x 200 x 8 x 12 untuk kolom pendukung pada portal 8 dan 9
Balok 350 x 175 x 7 x 11 komposit untuk elevasi +580
Balok 350 x 175 x 7 x 11 untuk balok atap
Balok 300 x 150 x 65 x 9 komposit untuk balok induk semua elevasi
sesuai gambar kerja
3 Rekapitulasi gaya pada struktur
Tabel 51 Resume gaya luar dan stress ratio kolom
No Dimensi Profil Pu Mux Muy ϕPn ϕMnx ϕMny Stress
Ratio KN KN m KN m KN KN m KN m
1 350 x 350 x 12 x 19 -171412 -7624 -5979 308307 51924 25377 0938
2 300 x 300 x 10 x 15 -54867 -7138 -1717 238600 31937 14724 0710
3 200 x 200 x 8 x 12 -5225 -1217 -612 69605 9547 5244 0334
Tabel 52 Resume gaya luar dan stress ratio balok komposit
No Dimensi Profil M+
max M-max ϕM+ ϕM-
KN m Stress
Ratio (M+) Stress Ratio
(M+) KN m KN m KN m
1 350 x 175 x 7 x 11 122057 180798 43080 249461 0283 0724
2 300 x 150 x 65 x 9 3774 6125 25442 17133 0148 0357
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
173
52 Saran
Perencanaan struktur harus mempertimbangkan aspek teknis ekonomi dan
estetika Pemodelan yang sederhana dapat mempermudah pekerjaan analisa
struktur dan diharapkan hasil yang mendekati kondisi sesungguhnya Perlu
dilakukan analisa geoteknik untuk menentukan titik jepit sesungguhnya agar
mendapatkan hasil prilaku struktur yang sebenarnya
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
188
DAFTAR PUSTAKA
Anonim1 1983 Peraturan Pembebanan Indonesia untuk Gedung 1983
Yayasan Lembaga Penyelidikan Masalah Bangunan
Anonim2 2002 Tatacara Perencanaan Struktur Beton Untuk Bangunan Gedung
SNI 03-2478-2002 Badan Standardisasi Nasional
Anonim3 2012 Tata Cara Perencanaan Ketahanan Gempa Untuk Struktur
Bangunan Gedung Dan Non Gedung SNI-1726-2012 Badan
Standardisasi Nasional
Anonim4 2015 Spesifikasi untuk bangunan baja gedung baja struktural SNI
1729-2015 Badan Standardisasi Nasional
Asroni A 2010 Balok dan Pelat Beton Bertulang Yogyakarta Graha Ilmu
Dewobroto Wiryanto 2015 Struktur Baja Perilaku Analisis Dan
Disain ndash AISC 2010 Tangerang LUMINA Press
Fakhrur Rozi Muhammad 2014 ldquoPengaruh Panjang Daerah Pemasangan Shear
Connector Pada Balok Komposit Terhadap Kuat Lenturrdquo Jurnal Rekayasa
Teknik Sipil Vol 2 No 2 4
Oentoeng 1999 Konstruksi Baja Yogyakarta ANDI
Salmon CG dkk 1995 Struktur Baja Disain Dan Perilaku Jakarta Erlangga
Schueller Wolfgang 1989 Struktur Bangunan Bertingkat Tinggi
Bandung PT ERESCO
Schodek Daniel L 1991 Struktur Bandung PT ERESCO
Setiawan Agus 2008 Perencanaan Struktur Baja dengan Metode LRFD
Jakarta Erlangga
Smith JC Structural Steel Design LRFD Approach Canada Jhon Wlwy amp
Sons 1991
Park R 1989 Evaluation of Ductility of Structures And Structural Assemblages
From Laboratory TestingBulletin of the New Zealand National Society for
Earthquake Engineering Vol 22 No 3 Sepetember 1989New Zealand
University of Canterbury
McComarc JC Structural Steel Design New York Harper amp Row 1981
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xvi
Murray TM dan SummerEA 2003 ldquoExtended End-Plate Moment Connections
Seismic and Wind Applications 2nd Editionrdquo Steel Design Guide Series -
4 American Institute of Steel Construction Inc
Wijaya PK Panjang efektif Untuk Tekuk Torsi Lateral Pada Balok Baja
Dengan Penampang I Konferensi Nasional Teknik Sipil 7 2013
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
- Cover
- Abstrak
- KATA PENGANTAR
- DAFTAR ISI
- BAB I
- BAB II
- BAB III
- BAB IV
- BAB V
- Daftar Pustaka
-
i
ABSTRAK
Struktur baja (steel structure) adalah material yang banyak digunakan dalam bangunan industri khususnya bangunan dengan fungsi sebagai refinery dan fraksinasi Namun dibutuhkan perencanaan yang optimum agar kinerja dari bangunan tersebut dapat memenuhi standart keamanan dan kenyamanan
Penelitian ini menggunakan struktur baja sebagai rangka utama struktur di analisa sebagai open frame dengan diafragma kaku pada elevasi +58 m dan diafragma flexible pada elevasi lain nya Beban mati di hitung berdasarkan berat jenis beban hidup dan beban angin di hitung berdasarkan peraturan pembebanan Indonesia untuk gedung 1983 sedangkan beban gempa di hitung dengan tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur bangunan gedung dan non gedung (SNI 17262012) Struktur baja sendiri di hitung dengan spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural (SNI 17292015) Analisa struktur untuk struktur sekunder dilakukan dengan manual sedangkan untuk struktur primer dilakukan dengan menggunakan bantuan software etabs 2015 Sambungan momen mengunakan momen plastis profil sebagai momen ultimate perencanaan sambungan dan di disain dengan metode plastis tanpa mengakibatkan efek prying sedangkan sambungan geser mengunakan tahanan geser ultimate dari profil sebagai gaya geser ultimate sambungan dan di disain dengan mengunakan tahanan material terendah dari material sambungan dan elemen yang disambung
Dari hasil penelitian diperoleh dimensi struktur sekunder berupa pelat lantai floordeck pelat lantai chekered balok pengakudan balok anak untuk struktur primer diperoleh dimensi balok kolom yang memenuhi standart keamanan dan kenyamanan Struktur primer juga di disain dengan batas daktailitas sehingga pada saat terjadi gempa simpangan antar lantai tidak terlalu jauh
Kata kunci struktur baja kinerja ultimate kinerja layan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
ii
KATA PENGANTAR
Syukur Alhamdulillah saya panjatkan atas kehadirat Allah Subhanahu Wa Tarsquoala
yang telah melimpahkan rahmat dan karunia-Nya kepada saya sehingga tugas akhir ini
dapat diselesaikan dengan baik Tugas akhir ini merupakan syarat untuk mencapai gelar
sarjana Teknik Sipil bidang struktur Departemen Teknik Sipil Fakultas Teknik
Universitas Sumatera Utara dengan judul ldquoPerencanaan Struktur Baja Pada
Bangunan Refinery Dan Fraksinasi Delapan Lantairdquo
Saya menyadari bahwa dalam menyelesaikan tugas akhir ini tidak terlepas dari
dukungan bantuan serta bimbingan dari berbagai pihak Oleh karena itu saya ingin
menyampaikan ucapan terima kasih yang sebesar-besarnya kepada beberapa pihak yang
berperan penting yaitu
1 Bapak Ir Besman Surbakti MT selaku pembimbing yang telah banyak
memberikan dukungan masukan bimbingan serta meluangkan waktu tenaga dan
pikiran dalam membantu saya menyelesaikan tugas akhir ini
2 Bapak Prof Dr Ing Johannes Tarigan selaku Ketua Departemen Teknik Sipil
Fakultas Teknik Universitas Sumatera Utara
3 Bapak Ir Syahrizal MT selaku Sekretaris Departemen Teknik Sipil Fakultas
Teknik Universitas Sumatera Utara
4 Bapak Ir Sanci Barus MT selaku koordinator pada subjurusan Struktur
Departemen Teknik Sipil Fakultas Teknik Universitas Sumatera Utara
5 Bapak Ir Torang Sitorus MT Bapak M Agung Putra Handana ST MT selaku
Dosen Pembanding atas saran dan masukan yang diberikan kepada penulis
terhadap Tugas Akhir ini
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
iii
6 BapakIbu seluruh staff pengajar Departemen Teknik Sipil Fakultas Teknik
Universitas Sumatera Utara
7 Teristimewa dihati buat keluarga saya terutama kepada kedua orang tua saya
Bapak Pudjijono dan Ibu Aswita yang telah memberikan doa motivasi semangat
dan nasehat kepada saya Terima kasih atas segala pengorbanan cinta kasih sayang
dan dorsquoa yang tiada batas untuk saya Saudara-saudara tercinta Guru guru yang
saya hormati dan cintai Orang tua yang saya hormati dan adik adik yang saya
sayang Asilah maisun kurniasih yang telah banyak membantu dan mendukung
saya selama ini terima kasih atas doanya Dan keluarga besar yang selalu memberi
semangat kepada saya Fazray syah player yang selalu berbagi ilmu terima kasih
atas dukungan moril maupun materil
8 Pegawai Administrasi yang telah memberikan bantuan dalam penyelesaian
administrasi Terima kasih atas bantuannya selama awal kuliah sampai saat ini
9 Rekan-rekan mahasiswa Jurusan Teknik Sipil Angkatan 2011 Ahmad Syarief
Barly Dhika Swandana Eky Hilman wardana Philips napitupulu Yogie
Zulfuadli Michael Tambunan lsquo010 Yusriawan lsquo010 bang MHafizrsquo08 bang
Ucuprsquo08 bang Ibnursquo08 bang Siddiqrsquo08 bang bang Ozzyrsquo08 abang-abang dan
kakak senior dan adik-adik angkatan 2012 Ahmed nanda dkk adik-adik angkatan
2013 alby novran dkk adik-adik angkatan 2014 Ridho Rajib dkk dan bagi kawan-
kawan serta adek-adek yang belum tersebutkan namanya saya mohon maaf yang
sebesar-besarnya Miskin harta manusiawi miskin hati jangan apalagi miskin ilmu
maka dari itu tetaplah berkarya
Saya menyadari bahwa dalam penyusunan tugas akhir ini masih jauh dari kata
sempurna yang disebabkan keterbatasan pengetahuan dan kurangnya pemahaman saya
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
iv
Oleh karena itu saya mengharapkan saran dan kritik yang membangun dari para
pembaca demi perbaikan menjadi lebih baik
Akhir kata saya mengucapkan terima kasih dan semoga tugas akhir ini dapat
bermanfaat bagi para pembaca
Medan November 2016
Penulis
Ahmad Amanu SS
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
v
DAFTAR ISI
Halaman
ABSTRAK i
KATA PENGANTAR ii
DAFTAR ISI v
DAFTAR TABEL viii
DAFTAR GAMBAR xi
DAFTAR NOTASI xiv
BAB I PENDAHULUAN 1
11 Latar Belakang 1
12 Perumusan Masalah 2
13 Tujuan Penelitian 3
14 Mamfaat Penelitian 3
15 Pembatasan Masalah 3
16 Sistematika Penulisan 4
BAB II DASAR TEORI 6
21 Dasar Perencanaan 6
211 Jenis Pembebanan 6
2111 Beban Mati 6
2112 Beban Hidup 8
2113 Beban Angin 12
2114 Beban Gempa 13
212 Kombinasi Pembebanan 32
22 Kinerja Struktur Gedung 34
221 Kinerja Batas Layan 34
222 Kinerja Batas Kekuatan 38
2221 Perencanaan Pelat Floor Deck 38
2222 Perencanaan Pelat Chekered 41
2223 Perencanaan Batang Tekan 41
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
vi
2224 Perencanaan Batang Lentur 42
2225 Perencanaan Balok Kolom 48
2226 Perencanaan Balok Komposit 48
2227 Perencanaan Sambungan Las 59
2228 Perencanaan Sambungan Baut 63
23 Disain untuk Stabilitas 72
BAB III METODE PENELITIAN 79
31 Persiapan 79
32 Bagan Alir 79
321 Mulai 80
322 Pengumpulan Data 80
323 Studi Literatur 80
324 Tahap Disain Data 81
325 Pengolahan Data 82
326 Hasil Dan Pembahasan 82
327 Kesimpulan dan saran 82
328 Selesai 82
BAB IV HASIL DAN PEMBAHASAN 83
41 Disain Struktur Sekunder 83
411 Pelat Floor Deck 83
412 Balok Anak Pelat Floor Deck 86
413 Pelat Chekered 91
414 Siku Pengaku Pelat Chekered 93
415 Balok Anak Pelat Chekered 95
416 Gording 97
417 Sagrod 103
418 Ikatan Angin 105
419 Tangga 108
42 Disain Struktur Primer 111
421 Beban Beban Yang Bekerja 111
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
vii
4211 Beban Grafitasi 111
4212 Beban angin 112
4213 Beban Gempa 113
4214 Beban Notional 118
422 Kombinasi Beban 118
423 Kontrol Drift 119
424 Kontrol Profil 121
4241 Kolom 350 x 350 x 12 x 19 121
4242 Kolom 300 x 300 x 10 x 15 125
4243 Kolom 200 x 200 x 8 x 12 129
4244 Balok Komposit 300 x 150 x 65 x 9 133
4245 Balok Komposit 350 x 175 x 7 x 11 141
425 Dimensi Sambungan 149
4251 Sambungan Balok Kolom 149
4252 Sambungan Balok Balok 161
BAB V KESIMPULAN DAN SARAN 171
51 Kesimpulan 171
52 Saran 173
DAFTAR PUSTAKA 174
LAMPIRAN A
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
viii
DAFTAR TABEL
Tabel 21 Berat jenis bahan bangunan 6
Tabel 22 Beban Mati Tambahan (komponen gedung) 7
Tabel 23 Beban Hidup Pada Lantai Bangunan 9
Tabel 24 Beban Hidup Pada Atap 10
Tabel 25 Koefisien reduksi beban hidup 11
Tabel 26 Koefisien Beban Angin 13
Tabel 27 Kategori risiko bangunan gedung dan non gedung untuk beban
gempa 15
Tabel 28 Faktor keutamaan gempa 17
Tabel 29 Faktor R Cd dan Ω0 untuk sistem penahan gaya gempa 19
Tabel 210 Klasifikasi situs 24
Tabel 211 Koefisien situs Fa 26
Tabel 212 Koefisien situs Fv 27
Tabel 213 Kategori desain seismik berdasarkan parameter respons percepatan pada
perioda pendek 28
Tabel 214 Kategori desain seismik berdasarkan parameter respons percepatan
pada perioda 1 detik 28
Tabel 215 Nilai parameter perioda pendekatan Ct dan x 31
Tabel 216 Koefisien untuk batas perioda struktur 32
Tabel 217 Persyaratan untuk masing-masing tingkat yang menahan lebih dari
35 persen gaya geser dasar 34
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
ix
Tabel 218 Simpangan antar lantai ijin 37
Tabel 219 Tebal Minimum balok non-prategang atau pelat satu arah bila
lendutan tidak dihitung 38
Tabel 220 Rasio Tulangan Minimum Pada Pelat 40
Tabel 221 Nilai kekuatan lentur berdasarkan SNI 1729 2015 42
Tabel 222 Batas Lendutan Maksimum 46
Tabel 223 Nilai untuk Rg dan Rp untuk setiap kasus Kapasitas untuk angkur
steel headed stud 59
Tabel 224 Tebal minimum las sudut 61
Tabel 225 Pratarik baut minimum kN 64
Tabel 226 Kekuatan nominal pengencang dan bagian yang berulir ksi (MPa) 66
Tabel 227 Dimensi Lubang Nominal mm 66
Tabel 228 Jarak tepi minimum dari pusat lubang standar ke tepi dari bagian
yang disambung 67
Tabel 229 Kapasitas sambungan end-pelat menurut AISC 2003 70
Tabel 41 Beban mati struktur (rangka) 115
Tabel 42 Beban mati struktur (Atap partisi diafragma dll) 115
Tabel 43 Beban hidup struktur 116
Tabel 44 Waktu getar alami dan partisipasi massa 116
Tabel 45 Base Reaction 117
Tabel 46 Simpangan antar lantai akibat gempa X 119
Tabel 47 Simpangan antar lantai akibat gempa Y 120
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
x
Tabel 48 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 350 x 350 x 12 x 19 123
Tabel 49 Resume gaya geser Kolom 350 x 350 x 12 x 19 125
Tabel 410 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 300 x 300 x 10 x 15 127
Tabel 411 Resume gaya geser Kolom 300 x 300 x 10 x 15 129
Tabel 412 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 200 x 200 x 8 x 12 131
Tabel 413 Resume gaya geser Kolom 200 x 200 x 8 x 12 133
Tabel 414 Resume Gaya luar envelope balok komposit 300 x 150 x 65 x 9 134
Tabel 415 Resume Gaya luar envelope balok komposit 350 x 175 x 7 x 11 141
Tabel 51 Resume gaya luar dan stress ratio kolom 172
Tabel 52 Resume gaya luar dan stress ratio balok komposit 172
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xi
DAFTAR GAMBAR
Gambar 21 Jalur Cincin Api dan Gunung Berapi Sebagai Pusat Gempa 14
Gambar 22 Peta Gempa Pada SNI 1726 2012 14
Gambar 23 Respon Spektrum Gempa Rencana Wilayah Medan (SNI-03-
1726-2012) 17
Gambar 24 Penentuan simpangan antar lantai 36
Gambar 25 Diagram tegangan momen positif floor deck 39
Gambar 26 Diagram tegangan momen negatif floor deck 41
Gambar 27 Kuat Momen Lentur Nominal Akibat Tekuk Torsi Lateral 45
Gambar 28 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan
ẏ lt (ts - hfd) 50
Gambar 29 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan
ẏ gt (ts - hfd) 50
Gambar 210 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan
ẏ lt (ts + tf) 52
Gambar 211 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan
ẏ gt (ts + tf) 53
Gambar 212 Diagram tegangan balok komposit momen negatif dengan
ts gt ẏ gt (ts + tf) 55
Gambar 213 Diagram tegangan balok komposit momen negatif dengan
ẏ gt (ts + tf) 56
Gambar 214 Tebal efektif las sudut 60
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xii
Gambar 215 Panjang las longitudinal 61
Gambar 216 Momen plastis siklik pada sambungan pemikul momen 63
Gambar 217 Sambungan pemikul momen menurut AISC 2003 67
Gambar 218 Lokasi sendi plastis 68
Gambar 219 Menentukan Muc 68
Gambar 220 Geometri sambungan end-plate 68
Gambar 221 Momen kopel baut tarik terhadap sayap tekan 69
Gambar 222 Sambungan balok anak ke balok induk 72
Gambar 223 Pengaruh Orde ke-2 (AISC 2010) 74
Gambar 31 Diagram Alir Penelitian 79
Gambar 41 Tributari area elevasi +580 m 83
Gambar 42 Distribusi momen untuk pelat satu arah 84
Gambar 43 Diagram tegangan momen kopel (positif) floor deck 84
Gambar 44 Diagram tegangan momen kopel (negatif) floor deck 85
Gambar 45 Tributari area elevasi +1070 m 91
Gambar 46 Distribusi momen untuk pelat satu arah 92
Gambar 47 Rencana atap elevasi +1250 m dan +3550 m 97
Gambar 48 Kecepatan angin 98
Gambar 49 Rencana sagrod 103
Gambar 410 Tributari area ikatan angin 105
Gambar 411 Rencana tangga 108
Gambar 412 Respon spectra rencana 113
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xiii
Gambar 413 Beban notional pada etabs 2015 118
Gambar 414 Grafik simpangan antar lantai VS elevasi akibat gempa ndash X 120
Gambar 415 Grafik simpangan antar lantai VS elevasi akibat gempa ndash Y 121
Gambar 416 Rencana sambungan balok kolom IWF 350 x 175 x 7 x 11 149
Gambar 417 Rencana sambungan balok kolom IWF 300 x 150 x 65 x 9 155
Gambar 418 Rencana sambungan balok balok IWF 300 x 150 x 65 x 9 161
Gambar 419 Detail sambungan balok balok IWF 300 x 150 x 65 x 9 163
Gambar 420 Rencana sambungan balok balok IWF 250 x 125 x 6 x 9 164
Gambar 421 Detail sambungan balok balok IWF IWF 250 x 125 x 6 x 9 166
Gambar 422 Rencana sambungan balok balok IWF 200 x 100 x 55 x 8 167
Gambar 423 Detail sambungan balok balok IWF 200 x 100 x 55 x 8 169
Gambar 424 Rencana sambungan balok balok L 70 x 70 x 7 170
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xiv
DAFTAR NOTASI
A luas penampang beton (mm2)
A B luas penampang baut (mm2)
As luas tulangan tarik (mm2)
Asrsquo luas tulangan tekan (mm2)
Av luas tulangan geser dalam daerah sejarak s (mm2)
Aw luas badan profil
Cb faktor midifikasi tekuk torsi lateral untuk diagram momen tidak merata
Cd faktor amplifikasi defleksi
Cu koefisien batas prioda struktur
Cs koefisien respons seismik
Ct koefisien prioda struktur pendekatan
Cw konstanta warping
Eh gaya gempa horizontal
Ev gaya gempa vertikal
Es modulus elastisitas baja (MPa)
Ec modulus elastisitas beton (MPa)
I momen inersia (mm4)
Ie faktor keutamaan gempa
J konstanta torsi
K koefisien panjang efektif
Lp panjang plastis
Lr panjang batas untuk kondisi inelastis
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xv
Lb panjang profil tak terkekang
Mu momen maksimum pada komponen struktur (Nmm)
Mn momen tahanan nominal profilpenampang
Mux momen lentur terfaktor terhadap sumbu-x
Muy momen lentur terfaktor terhadap sumbu-y
Muc momen rencana sambungan
Mnx kuat nominal lentur penampang terhadap sumbu-x
Mny kuat nominal lentur penampang terhadap sumbu-y
N jumlah tingkat
Ni gaya notional yang bekerja pada level i
Pr gaya tekan hasil kombinasi LRFD
Pe gaya menurut euler
Pn gaya terkoreksi menurut SNI 1729 2015
Ptr Kuat tarik baut
R faktor modifikasi respons
SDS parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang perioda
pendek
S1 parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang sebesar
10 detik
Ta waktu getar struktur pendekatan
Tc waktu getar struktur analisa modal
nV kuat geser nominal (N)
Vu gaya geser hasil kombinasi LRFD
V1 gaya geser dasar nominal sebagai respons dinamik ragam yang
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xvi
pertama saja
Vt gaya geser dasar nominal yang didapat dari hasil analisis ragam
spektrum respons yang telah dilakukan
W berat seismik efektif
Y konstanta tebal end-plate
a tinggi blok tegangan (mm)
b lebar balok (mm)
c jarak serat tekan terluar ke garis netral (mm)
cv koefisien geser
d jarak dari serat tekan terluar ke titik berat tulangan tarik tinggi efektif (mm)
drsquo jarak dari serat tekan terluar ke titik berat tulangan tekan (mm)
g percepatan grafitasi
hfd tinggi floor deck
frsquoc kuat tekan beton (MPa)
ffd tegangan floor deck
fy tegangan leleh baja (MPa)
fnt tegangan tarik baut (MPa)
fnv tegangan geser baut (MPa)
h tinggi balok (mm)
kv koefisien tekuk geser pelat badan
qDL beban akibat berat sendiri (kNm)
qLL beban akibat beban hidup (kNm)
qWL beban akibat tekanan angin (kNm)
r jari jari inersia (mm4)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xvii
Δ defleksi pada elemen global
1 konstanta yang merupakan fungsi dari kelas kuat beton
δ defleksi pada elemen lokal
λ kelangsingan =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
1
BAB I
PENDAHULUAN
11 Latar Belakang
Perkembangan industri pengolahan kelapa sawit yang pesat di
Indonesia khususnya sumatera utara ahkir ahkir ini memicu pertumbuhan dan
pembangunan pabrik refinery (pemurnian) dan Fraksinasi (pemisahan) kelapa
sawit dimana pabrik refinery dan fraksinasi tersebut mendorong para
perencana bangunan untuk membuat bangunan pabrik tingkat tinggi yang
tahan gempa Dimana berdasarkan geografis Indonesia terletak di antara dua
lempeng dunia yang aktif yaitu Eurasia dan Australia Hal ini
mengkibatkan Indonesia merupakan daerah rawan gempa Akhir ndash akhir ini
gempa yang mengguncang pulau sumatera terjadi dalam skala besar tahun
2004 gempa Aceh (26 desember Skala 92) yang disertai Tsunami dan gempa
padang (30 September 2009 Skala 76) yang masih sering terjadi hingga saat
ini sehingga mengakibatkan kerusakan pada bangunan tingkat tinggi yang
cukup parah
Kondisi itu menyadarkan kita bahwa Indonesia merupakan daerah
rawan terjadinya gempa Untuk mengurangi resiko bencana yang terjadi
diperlukan konstruksi bangunan tahan gempa Hal ini pula yang menuntut
seorang perencana agar membuat perencanaan struktur bangunan tingkat tinggi
agar dapat menahan gaya yang diakibatkan oleh gempa bumi tersebut
Struktur yang kuat biasanya memiliki dimensi yang besar tetapi tidak
ekonomis jika diterapkan pada bangunan bertingkat tinggi Perhitungan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
2
dimensi biasanya didasarkan pada kolom atau balok struktur yang menanggung
beban paling besar Untuk mendapatkan dimensi penampang yang optimal
maka besar gaya-gaya yang bekerja pada struktur perlu diketahui analisa balok
maupun kolom
Dengan adanya pengaruh beban-beban yang bekerja maka kapasitas
momen akan dideformasikan merata ke seluruh elemen Apabila struktur lentur
maka pembebanan pada balok perlu diperhitungkan deformasi momennya
Tugas akhir ini merupakan studi untuk merencanakan bangunan tingkat
tinggi dengan struktur baja Dimana bangunan tingkat tinggi tersebut harus
mampu bertahan terhadap gaya gempa dan gaya grafitasi yang terjadi
12 Perumusan Masalah
Dari latar belakang dapat dirumuskan suatu permasalahan sebagai berikut
1 Bagaimana merencanakan dimensi gording terhadap momen akibat gaya
grafitasi dan angin
2 Bagaimana merencanakan tebal floor deck terhadap momen akibat gaya
grafitasi
3 Bagaimana merencanakan dimensi balok anak terhadap momen akibat
gaya grafitasi
4 Bagaimana merencanakan tangga terhadap momen akibat gaya grafitasi
5 Bagaimana merencanakan lantai dengan checkered mild steel
6 Bagaimana merencanakan dimensi kolom dan dimensi balok pada sistem
rangka pemikul momen akibat gaya gravitasi dan gaya gempa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
3
7 Bagaimana pemodelan dan menganalisa struktur dengan menggunakan
program bantu ETABS 2015
13 Tujuan Penelitian
Adapun maksud dan tujuan penulisan tugas akhir ini adalah
1 Merencanakan dimensi gording terhadap momen akibat gaya grafitasi dan
angin
2 Merencanakan tebal floor deck terhadap momen akibat gaya grafitasi
3 Merencanakan dimensi balok anak terhadap momen akibat gaya grafitasi
4 Merencanakan tangga terhadap momen akibat gaya grafitasi
5 Merencanakan lantai dengan checkered mild steel
6 Merencanakan dimensi kolom dan dimensi balok pada sistem rangka
pemikul momen akibat gaya gravitasi dan gaya gempa
7 Memodelan dan menganalisa struktur dengan menggunakan program bantu
ETABS 2015
14 Mamfaat Penelitian
Tugas akhir ini diharapkan dapat menambah ilmu dan pengetahuan tentang
perencanaan struktur baja pada bangunan yang berfungsi sebagai pabrik dengan
SNI-03-1729-2015 dan SNI-03-1726-2012
15 Pembatasan masalah
Dalam penelitian ini permasalahan dibatasi ruang lingkupnya agar tidak
terlalu luas Pembatasan masalah meliputi
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
4
a Gaya yang bekerja pada struktur utama adalah gaya gravitasi dan gempa
b Tekanan angin pada atap dihitung antara kecepatan angin maximum atau
tekanan minimum
c Jumlah Lantai 8 tingkat
d Fungsi bangunan adalah sebagai pabrik
e Mesin mempunyai struktur dan pondasi sendiri
f Gedung terletak di medan dan digunakan respons spectrum kota medan
pada SNI-03-1726-2012 pada jenis tanah keras
g Tidak meninjau struktur bawah
h Mengunakan pedoman perencanaan pembebanan untuk rumah dan gedung
(SKBI-1353-1987) sebagai acuan beban gravitasi dan beban angin
16 Sistematika Penulisan
BAB I Pendahuluan
Bab ini mencakup latar belakang penelitian tujuan penelitian
pembatasan masalah mekanisme percobaan metodologi penelitian
manfaat penelitian dan sistematika penulisan
BAB II Dasar teori
Pada bab ini berisikan tentang dasar-dasar teori yang berkaitan tentang
penelitian
BAB III Metode perencanaan
Pada bab ini berisikan tentang data spesifikasi dan perencanaan mutu
baja yang digunakan mutu beton yang di gunakan spefisikasi teknis
yang di gunakan dan metode perencanaan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
5
BAB IV Hasil dan Pembahasan
Pada bab ini membahas tentang hasil dari perencanaan struktur
sekunde perencanaan sistem rangka utama shear conector sambungan
dan gambar teknik
BAB V Kesimpulan dan Saran
Pada bab ini berisikan kesimpulan dari hasil penelitian yang diperoleh
dan saran-saran mengenai penelitian yang dilakukan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
6
BAB II
DASAR TEORI
21 Dasar Perencanaan
211 Jenis Pembebanan
Perencanakan struktur pada suatu bangunan bertingkat berdasarkan pada
gaya gaya yang akan bekerja pada bangunan tersebut struktur yang didisain harus
mampu mendukung berat bangunan beban hidup akibat fungsi bangunan tekanan
angin maupun beban khusus berupa gempa dll Beban-beban yang bekerja pada
struktur dihitung menurut Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983
2111 Beban Mati (qDL)
Beban mati adalah berat dari semua bagian dari suatu gedung yang bersifat tetap
termasuk segala unsur tambahan penyelesaianndashpenyelesaian mesin mesin serta
peralatan tetap yang merupakan bagian tak terpisahkan dari gedung ituUntuk
merencanakan gedung ini beban mati yang terdiri dari berat sendiri bahan
bangunan dan komponen gedung adalah
Tabel 21 Berat jenis bahan bangunan
No Material Berat Keterangan 1 Baja 7850 kgm3
2 Batu alam 2600 kgm3
3 Batu belah batu bulatbatu gunung 1500 kgm3 berat tumpuk 4 Batu karang 700 kgm3 berat tumpuk
5 Batu pecah 1450 kgm3
6 Besi tuang 7250 kgm3
7 Beton 2200 kgm3
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
7
Tabel 21 Berat jenis bahan bangunan (lanjutan)
No Material Berat Keterangan 8 Beton bertulang 2400 kgm3
9 Kayu 1000 kgm3 kelas I
10 Kerikil koral 1650 kgm3 kering udara sampai
11 Pasangan bata merah 1700 kgm3
12 Pasangan batu belah batu bulat 2200 kgm3
13 Pasangan batu cetak 2200 kgm3
14 Pasangan batu karang 1450 kgm3
15 Pasir 1600 kgm3 kering udara sampai
16 Pasir 1800 kgm3 jenuh air
17 Pasir kerikil koral 1850 kgm3 kering udara sampai
18 Tanah lempung dan lanau 1700 kgm3 kering udara sampai
19 Tanah lempung dan lanau 2000 kgm3 basah
20 Timah hitam timbel) 11400 kgm3
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
Tabel 22 Beban Mati Tambahan (komponen gedung)
No Material Berat Keterangan
1 Adukan per cm tebal
21
kgm2
- dari semen
- dari kapur semen merahtras 17 kgm2
2 Aspal per cm tebal 14 kgm2
3 Dinding pasangan bata merah
450
kgm2
- satu batu
- setengah batu 250 kgm2
4
Dinding pasangan batako - berlubang tebal dinding 20 cm (HB 20) tebal dinding 10 cm (HB 10)
200120
kgm2
kgm2
- tanpa lubang tebal dinding 15 cm tebal dinding 10 cm
300
200
kgm2
kgm2
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
8
Tabel 22 Beban mati tambahan (komponen gedung) (lanjutan)
No Material Berat Keterangan
5
Langit-langit amp dinding terdiri
- semen asbes (eternit) tebal
maks 4 mm
- kaca tebal 3-5 mm
11
10
kgm2
kgm2
termasuk rusuk-rusuk
tanpa pengantung atau
pengaku
6 Lantai kayu sederhana dengan 40 kgm2 tanpa langit-langit bentang
7 Penggantung langit-langit (kayu) 7 kgm2 bentang maks 5 m jarak
8 Penutup atap genteng 50 kgm2 dengan reng dan usuk kaso
9 Penutup atap sirap 40 kgm2 dengan reng dan usuk kaso
10 Penutup atap seng gelombang 10 kgm2 tanpa usuk
11 Penutup lantai ubin cm tebal 24 kgm2 ubin semen portland teraso
12 Semen asbes gelombang (5 mm) 11 kgm2
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
2112 Beban Hidup (qLL)
Beban hidup adalah semua beban yang terjadi akibat penghuni atau pengguna suatu
gedung termasuk beban ndash beban pada lantai yang berasal dari barang ndash barang yang
dapat berpindah mesin ndash mesin serta peralatan yang merupakan bagian yang tidak
terpisahkan dari gedung dan dapat diganti selama masa hidup dari gedung itu
sehingga mengakibatkan perubahan pembebanan lantai dan atap tersebut
Khususnya pada atap beban hidup dapat termasuk beban yang berasal dari air hujan
(PPIUG 1983)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
9
Beban hidup merupakan baban-beban gravitasi yang bekerja pada saat struktur
telah berfungsi namun bervariasi dalam besar dan lokasinya Contohnya adalah
beban orang furnitur perkakas yang dapat bergerak kendaraan dan barang-barang
yang dapat disimpan Secara praktis beban hidup bersifat tidak permanen
sedangkan yang lainnya sering berpindah-pindah tempatnya Karena tidak
diketahui besar lokasi dan kepadatannya besar dan posisi sebenarnya dari beban-
beban semacam itu sulit sekali ditentukan (Salmon dan Johnson 1992)
Beban hidup untuk bangunan terdiri dari beban hidup lantai dan beban hidup atap
yang bervariasi bergantung pada fungsi bangunan tersebut
Tabel 23 Beban Hidup Pada Lantai Bangunan
No Fungsi Beban Hidup
a Lantai dan tangga rumah tinggal kecuali disebut no b 200 kgm2
b Lantai amp tangga rumah tinggal sederhana dan gudang gudang tidak penting yang bukan untuk toko pabrik atau bengkel
125 kgm2
c Lantai sekolah ruang kuliah Kantor Toko toserba Restoran Hotel asrama Rumah Sakit
250 kgm2
d Lantai ruang olahraga 400 kgm2
e Lantai ruang dansa 500 kgm2
f Lantai dan balkon dalam dari ruang pertemuan yang lain dari pada yang disebut dalam a sd e seperti masjid gereja ruang pagelaranrapat bioskop dengan tempat duduk tetap
400 kgm2
g Lantai panggung dengan tempat duduk tidak tetap atau untuk penonton yang berdiri
500 kgm2
h Lantai Tangga bordes tangga dan gang dari yang disebut dalam c
300 kgm2
i Lantai Tangga bordes tangga dan gang dari yang disebut dalam d e f dan g
500 kgm2
j Lantai ruang pelengkap dari yang disebut dalam c d e f dan g
250 kgm2
k
Lantai Pabrik bengkel gudang Perpustakaan ruang arsiptoko buku toko besi ruang alat alat dan ruang mesin harus direncanakan terhadap beban hidup ditentukan tersendiri dengan minimum
400 kgm2
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
10
Tabel 23 Beban Hidup Pada Lantai Bangunan (lanjutan)
No Fungsi Beban Hidup
l Lantai gedung parkir bertingkat - Lantai bawah - Lantai tingkat lainnya
800 kgm2
400 kgm2
m Lantai balkon-balkon yang menjorok bebas keluar harus direncanakan terhadap beban hidupdari lantai ruang berbatasan dengan minimum
300 kgm2
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
Tabel 24 Beban Hidup Pada Atap
No Fungsi Beban Hidup
a Atap bagiannya dapat dicapai orang termasuk kanopi dan atap dak
100 kgm2
b Atap bagiannya tidak dapat dicapai orang (diambil min) - beban hujan - beban terpusat
20 kgm2 100 kg
c Balokgording tepi kantilever 200 kgm2
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
Berhubung peluang untuk terjadi beban hidup penuh yang membebani semua
bagian dan semua unsur struktur pemikul secara serempak selama unsur gedung
tersebut adalah sangat kecil maka pada perencanaan balok induk dan portal dari
system pemikul beban dari suatu struktur gedung beban hidupnya dikalikan
dengan suatu koefisien reduksi yang nilainya tergantung pada penggunaan
gedung yang ditinjau dan yang dicantumkan pada tabel 25
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
11
Tabel 25 Koefisien reduksi beban hidup
Penggunaan gedung
Koefisien Reduksi Beban HidupPerencanaan balok
induk dan portal Peninjauan
gempa
PERUMAHANPENGHUNIAN
Rumah tinggal asrama hotel rumah sakit
075 030
PENDIDIKAN Sekolah Ruang kuliah
090
050
PERTEMUAN UMUM Mesjid gereja bioskop restoran ruang dansa ruang pagelaran
090 050
KANTOR Kantor Bank 060 030
PERDAGANGAN
Toko toserba pasar 080 080
PENYIMPANAN
Gudang perpustakaan ruang arsip 080 080
INDUSTRI Pabrik bengkel 100 090
TEMPAT KENDARAAN
Garasi gedung parkir 090 050
GANG amp TANGGA - Perumahanpenghunian - Pendidikan kantor - Pertemuan umum perdagangan - Penyimpanan industri tempat
kendaraan
075 075 090
030 050 050
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
12
2113 Beban Angin (qWL)
Besarnya beban angin yang bekerja pada struktur bangunan tergantung dari
kecepatan angin rapat massa udara letak geografis bentuk dan ketinggian
bangunan serta kekakuan struktur Bangunan yang berada pada lintasan angin
akan menyebabkan angin berbelok atau dapat berhenti Sebagai akibatnya energi
kinetik dari angin akan berubah menjadi energi potensial yang berupa tekanan atau
hisapan pada bangunan Beban Angin adalah semua beban yang bekerja pada
gedung atau bagian gedung
Beban Angin ditentukan dengan menganggap adanya tekanan positif dan tekanan
negatif (hisapan) yang bekerja tegak lurus pada bidang yang ditinjau Besarnya
tekanan positif dan negatif yang dinyatakan dalam kgm2 ini ditentukan dengan
mengalikan tekanan tiup dengan koefisien ndash koefisien angin Tekan tiup harus
diambil minimum 25 kgm2 kecuali untuk daerah di laut dan di tepi laut sampai
sejauh 5 km dari tepi pantai Pada daerah tersebut tekanan hisap diambil minimum
40 kg m2 (dimana V adalah kecepatan angin dalam mdet yang harus ditentukan
oleh instansi yang berwenang Sedangkan koefisien angin ( + berarti tekanan dan ndash
berarti isapan ) beban tekanan angin disederhanakan dalam bentuk koefisen angin
yang di rangkum dalam tabel 26
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
13
Tabel 26 Koefisien Beban Angin
No Jenis Gedung Struktur Posisi Tinjauan Koefisien 1 Gedung tertutup
a Dinding vertikal b Atap segitiga
c Atap segitiga majemuk
- di pihak angin - di belakang angin - sejajar arah angin
- di pihak angin (α lt 65o)
- di pihak angin (65o lt α lt90o) - di belakang angin (semua sudut)
- bidang atap di pihak angin (α lt 65o ) - bidang atap di pihak angin
(65oltαlt90o) - bidang atap di belakang angin (semua sudut)
- bidang atap vertikal di belakang angin (semua sudut)
+ 09 - 04 - 04
( 002α - 04)
+ 09 - 04
( 002α - 04)
+ 09
- 04
+ 04
2 Gedung terbuka sebelah Sama dengan No1 dengan tambahan
- bid dinding dalam di pihak angin
- bid dinding dalam di belakang angin
+ 06
- 03
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
2114Beban Gempa
Perhitungan beban gempa dilakukan dengan standart Tata Cara Perencanaan
ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 1726 2012 Pada
peraturan tersebut menggunakan percepatan permukaan tanah (PGA) sebagai acuan
dasar standart Percepatan permukaan tanah adalah percepatan tanah yang sampai
ke lokasi bangunan tersebut akibat adanya gempa dari pusat gempa Variasi
percepatan permukaan tanah bervariasi tergantung jarak dari pusat gempa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
14
Sumber httpekspedisikompascomcincinapiindexphpinfografis39
Gambar 21 Jalur Cincin Api dan Gunung Berapi Sebagai Pusat Gempa
Gambar 22 Peta Gempa Pada SNI 1726 2012
Beban Gempa rencana pada SNI 1726 2012 ditetapkan sebagai gempa dengan
kemungkinan terlewati besaran nya selama umur struktur bangunan 50 tahun
sebesar 2 Untuk berbagai kategori risiko struktur bangunan gedung dan non
gedung sesuai Tabel 1 pengaruh gempa rencana terhadapnya harus dikalikan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
15
dengan suatu faktor keutamaan Ie menurut Tabel 2 Khusus untuk struktur
bangunan dengan kategori risiko IV bila dibutuhkan pintu masuk untuk
operasional dari struktur bangunan yang bersebelahan maka struktur bangunan
yang bersebelahan tersebut harus didesain sesuai dengan kategori risiko IV
Tabel 27 Kategori risiko bangunan gedung dan non gedung untuk beban
gempa
Jenis pemanfaatan Kategori risiko
Gedung dan non gedung yang memiliki risiko rendah terhadap jiwa manusia pada saat terjadi kegagalan termasuk tapi tidak dibatasi untuk antara lain
- Fasilitas pertanian perkebunan perternakan dan perikanan - Fasilitas sementara - Gudang penyimpanan - Rumah jaga dan struktur kecil lainnya
I
Semua gedung dan struktur lain kecuali yang termasuk dalam kategori risiko IIIIIV termasuk tapi tidak dibatasi untuk
- Perumahan - Rumah toko dan rumah kantor - Pasar - Gedung perkantoran - Gedung apartemen rumah susun - Pusat perbelanjaan mall - Bangunan industri - Fasilitas manufaktur - Pabrik
II
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
16
Tabel 27 Kategori risiko bangunan gedung dan non gedung untuk beban
gempa (lanjutan)
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
Jenis pemanfaatan Kategori risiko
Gedung dan non gedung yang memiliki risiko tinggi terhadap jiwa manusia pada saat terjadi kegagalan termasuk tapi tidak dibatasi untuk
- Bioskop - Gedung pertemuan - Stadion - Fasilitas kesehatan yang tidak memiliki unit bedah dan unit gawat darurat - Fasilitas penitipan anak - Penjara - Bangunan untuk orang jompo
Gedung dan non gedung tidak termasuk kedalam kategori risiko IV yang memiliki potensi untuk menyebabkan dampak ekonomi yang besar danatau gangguan massal terhadap kehidupan masyarakat sehari-hari bila terjadi kegagalan termasuk tapi tidak dibatasi untuk
- Pusat pembangkit listrik biasa - Fasilitas penanganan air - Fasilitas penanganan limbah - Pusat telekomunikasi
Gedung dan non gedung yang tidak termasuk dalam kategori risiko IV (termasuk tetapi tidak dibatasi untuk fasilitas manufaktur proses penanganan penyimpanan penggunaan atau tempat pembuangan bahan bakar berbahaya bahan kimia berbahaya limbah berbahaya atau bahan yang mudah meledak) yang mengandung bahan beracun atau peledak di mana jumlah kandungan bahannya melebihi nilai batas yang disyaratkan oleh instansi yang berwenang dan cukup menimbulkan bahaya bagi masyarakat jika terjadi kebocoran
III
Gedung dan non gedung yang ditunjukkan sebagai fasilitas yang penting termasuk tetapi tidak dibatasi untuk
- Bangunan-bangunan monumental - Gedung sekolah dan fasilitas pendidikan - Rumah sakit dan fasilitas kesehatan lainnya yang memiliki fasilitas bedah
dan unit gawat darurat - Fasilitas pemadam kebakaran ambulans dan kantor polisi serta garasi
kendaraan darurat - Tempat perlindungan terhadap gempa bumi angin badai dan tempat
perlindungan darurat lainnya - Fasilitas kesiapan darurat komunikasi pusat operasi dan fasilitas lainnya
untuk tanggap darurat - Pusat pembangkit energi dan fasilitas publik lainnya yang dibutuhkan pada
saat keadaan darurat - Struktur tambahan (termasuk menara telekomunikasi tangki penyimpanan
bahan bakar menara pendingin struktur stasiun listrik tangki air pemadam kebakaran atau struktur rumah atau struktur pendukung air atau material atau peralatan pemadam kebakaran ) yang disyaratkan untuk beroperasi pada saat keadaan darurat
Gedung dan non gedung yang dibutuhkan untuk mempertahankan fungsi struktur bangunan lain yang masuk ke dalam kategori risiko IV
IV
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
17
Tabel 28 Faktor keutamaan gempa
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
lokasi proyek berada pada daerah wilayah medan (045g = 441 ms2) sehingga
di digunakan spectrum rencana sebagai berikut
Sumber httppuskimpugoidAplikasidesain_spektra_indonesia_2011
Gambar 23 Respon Spektrum Gempa Rencana Wilayah Medan
(SNI-03-1726-2012)
Kategori risiko Faktor keutamaan gempa Ie
I atau II 10III 125IV 150
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
18
Sistem penahan gaya gempa lateral dan vertikal dasar harus memenuhi salah
satu tipe yang ditunjukkan dalam Tabel 9 atau kombinasi sistem seperti dalam
722 723 dan 724 Pembagian setiap tipe berdasarkan pada elemen vertikal
yang digunakan untuk menahan gaya gempa lateral Sistem struktur yang
digunakan harus sesuai dengan batasan system struktur dan batasan ketinggian
struktur yang ditunjukkan dalam Tabel 9 Koefisien modifikasi respons yang
sesuai R faktor kuat lebih sistem 0 Ω dan koefisien amplifikasi defleksi d C
sebagaimana ditunjukkan dalam Tabel9 harus digunakan dalam penentuan
geser dasar gaya desain elemen dan simpangan antarlantai tingkatdesain
Setiap sistem penahan gaya gempa yang dipilih harus dirancang dan didetailkan
sesuai dengan persyaratan khusus bagi sistem tersebut yang ditetapkan dalam
dokumen acuan yang berlaku seperti terdaftar dalam Tabel 9 dan persyaratan
tambahan yang ditetapkan dalam 714 Sistem penahan gaya gempa yang tidak
termuat dalam Tabel 9 diijinkan apabila data analitis dan data uji diserahkan
kepada pihak yang berwenang memberikan persetujuan yang membentuk
karakteristik dinamis dan menunjukkan tahanan gaya lateral dan kapasitas
disipasi energi agar ekivalen dengan sistem struktur yang terdaftar dalam Tabel
9 untuk nilainilai ekivalen dari koefisien modifikasi respons R koefisien kuat-
lebih sistem Ω0 dan factor amplifikasi defleksi Cd (SNI 17262012)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
19
Tabel 29 Faktor R Cd dan Ω0 untuk sistem penahan gaya gempa
Sistem penahan-gaya seismik
Koefisien modifika
si respons
Ra
Faktor kuat- lebih sistem
Ω0g
Faktor
pembesaran defleksi
Cdb
Batasan sistem struktur dan batasan
tinggi struktur h (m) c
Kategori desain seismik
B C D
d E d
F e
A Sistem dinding penumpu 711 712 713 714 715 716 717 718
1 Dinding geser beton bertulang khusus 5 2frac12 5 TB TB 48 48 30
2 Dinding geser beton bertulang biasa 4 2frac12 4 TB TB TI TI TI
3 Dinding geser beton polos didetail 2 2frac12 2 TB TI TI TI TI
4 Dinding geser beton polos biasa 1frac12 2frac12 1frac12 TB TI TI TI TI
5 Dinding geser pracetak menengah 4 2frac12 4 TB TB 12k 12k 12k
6 Dinding geser pracetak biasa 3 2frac12 3 TB TI TI TI TI
7 Dinding geser batu bata bertulang khusus 5 2frac12 3frac12 TB TB 48 48 30
8 Dinding geser batu bata bertulang h
3frac12 2frac12 2frac14 TB TB TI TI TI
9 Dinding geser batu bata bertulang biasa 2 2frac12 1frac34 TB 48 TI TI TI
10Dinding geser batu bata polos didetail 2 2frac12 1frac34 TB TI TI TI TI
11Dinding geser batu bata polos biasa 1frac12 2frac12 1frac14 TB TI TI TI TI
12Dinding geser batu bata prategang 1frac12 2frac12 1frac34 TB TI TI TI TI
13Dinding geser batu bata ringan (AAC) bertulang biasa
2 2frac12 2 TB 10 TI TI TI
14Dinding geser batu bata ringan (AAC) polos biasa
1frac12 2frac12 1frac12 TB TI TI TI TI
15Dinding rangka ringan (kayu) dilapisidengan panel struktur kayu yang ditujukanuntuk tahanan geser atau dengan lembaran baja
6frac12 3 4 TB TB 20 20 20
16Dinding rangka ringan (baja canai dingin)yang dilapisi dengan panel struktur kayuyang ditujukan untuk tahanan geser ataudengan lembaran baja
6frac12 3 4 TB TB 20 20 20
17 Dinding rangka ringan dengan panel geser dari semua material lainnya
2 2frac12 2 TB TB 10 TI TI
18Sistem dinding rangka ringan (baja canai dingin) menggunakan bresing strip datar
4 2 3frac12 TB TB 20 20 20
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
20
Tabel 29 Faktor R Cd dan Ω0 untuk sistem penahan gaya gempa (lanjutan)
Sistem penahan-gaya seismik
Koefisien modifikasi respons
Ra
Faktor kuat- lebih sistem
Ω0g
Faktor
pembesarandefleksi
Cdb
Batasan sistem struktur dan batasan
tinggi struktur h (m) c
Kategori desain seismik
B C D d E
d F
e
B Sistem rangka bangunan
1 Rangka baja dengan bresing eksentris 8 2 4 TB TB 48 48 30
2 Rangka baja dengan bresing konsentris 6 2 5 TB TB 48 48 30 3 Rangka baja dengan bresing konsentris biasa 3frac14 2 3frac14 TB TB 10j 10j TIj
4 Dinding geser beton bertulang khusus 6 2frac12 5 TB TB 48 48 30
5 Dinding geser beton bertulang biasa 5 2frac12 4 TB TB TI TI TI 6 Dinding geser beton polos detail 2 2frac12 2 TB TI TI TI TI
7 Dinding geser beton polos biasa 1frac12 2frac12 1 TB T TI TI TI
8 Dinding geser pracetak menengah 5 2frac12 4 TB TB 12k 12k 12k
9 Dinding geser pracetak biasa 4 2frac12 4 TB TI TI TI TI 10Rangka baja dan beton komposit
dengan bresing eksentris 8 2 4 TB TB 48 48 30
11Rangka baja dan beton komposit dengan bresing konsentris khusus
5 2 4frac12
TB TB 48 48 30
12Rangka baja dan beton komposit dengan bresing biasa
3 2 3 TB TB TI TI TI
13Dinding geser pelat baja dan beton komposit 6frac12 2frac12 5 TB TB 48 48 30
14Dinding geser baja dan beton komposit 6 2frac12 5 TB TB 48 48 30
15Dinding geser baja dan beton komposit biasa 5 2frac12 4 TB TB TI TI TI
16Dinding geser batu bata bertulang khusus 5frac12 2frac12 4 TB TB 48 48 30
17Dinding geser batu bata bertulang menengah 4 2frac12 4 TB TB TI TI TI
18Dinding geser batu bata bertulang biasa 2 2frac12 2 TB 48 TI TI TI
19Dinding geser batu bata polos didetail 2 2frac12 2 TB TI TI TI TI
20Dinding geser batu bata polos biasa 1frac12 2frac12 1 TB T TI TI TI
21Dinding geser batu bata prategang 1frac12 2frac12 1 TB T TI TI TI
22Dinding rangka ringan (kayu) yang dilapisi dengan panel struktur kayu yangdimaksudkan untuk tahanan geser
7 2frac12 4frac12 TB TB 22 22 22
23Dinding rangka ringan (baja canai dingin)yang dilapisi dengan panel struktur kayuyang dimaksudkan untuk tahanan geser atau dengan lembaran baja
7 2frac12 4frac12 TB TB 22 22 22
24Dinding rangka ringan dengan panel geser dari semua material lainnya
2frac12 2frac12 2frac12 TB TB 10 TB TB
25Rangka baja dengan bresing terkekang terhadap tekuk
8 2frac12 5 TB TB 48 48 30
26Dinding geser pelat baja khusus 7 2 6 TB TB 4 48 30
C Sistem rangka pemikul momen
1 Rangka baja pemikul momen khusus 8 3 5frac12 TB TB T TB TB
2 Rangka batang baja pemikul momen khusus 7 3 5frac12 TB TB 48 30 TI
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
21
Tabel 29 Faktor R Cd dan Ω0 untuk sistem penahan gaya gempa (lanjutan)
Sistem penahan-gaya seismik
Koefisien
modifikasi respons
Ra
Faktor kuat- lebih sistem
Ω0g
Faktor
pembesaran defleksi
Cdb
Batasan sistem struktur dan batasan
tinggi struktur h (m) c
Kategori desain seismik
B C Dd E
d F
e
3 Rangka baja pemikul momen menengah 4frac12 3 4 TB 1TB 10hi TIh TIi
4 Rangka baja pemikul momen biasa 3frac12 3 3 TB TB TIh TIh TIi
5 Rangka beton bertulang pemikul momen khusus
8 3 5frac12 TB TB TB TB TB
6 Rangka beton bertulang pemikul momen menengah
5 3 4frac12 TB TB TI TI TI
7 Rangka beton bertulang pemikul momen 3 3 2frac12 TB TI TI TI TI
8 Rangka baja dan beton komposit pemikul momen khusus
8 3 5frac12 TB TB TB TB TB
9 Rangka baja dan beton komposit pemikul momen menengah
5 3 4frac12 TB TB TI TI TI
10Rangka baja dan beton komposit terkekang parsial pemikul momen
6 3 5frac12 48 48 30 TI TI
11Rangka baja dan beton komposit pemikul momen biasa
3 3 2frac12 TB TI TI TI TI
12 Rangka baja canai dingin pemikul momen khusus dengan pembautan
3frac12 3o 3frac12 10 10 10 10 10
D Sistem ganda dengan rangka pemikul momen khusus yang mampu menahan paling sedikit 25 persen gaya gempayang ditetapkan
1 Rangka baja dengan bresing eksentris 8 2frac12 4 TB TB TB TB TB
2 Rangka baja dengan bresing konsentris khusus
7 2frac12 5frac12 TB TB TB TB TB
3 Dinding geser beton bertulang khusus 7 2frac12 5frac12 TB TB TB TB TB
4 Dinding geser beton bertulang biasa 6 2frac12 5 TB TB TI TI TI
5 Rangka baja dan beton komposit dengan bresing eksentris
8 2frac12 4 TB TB TB TB TB
6 Rangka baja dan beton komposit dengan bresing konsentris khusus
6 2frac12 5 TB TB TB TB TB
7 Dinding geser pelat baja dan beton 7frac12 2frac12 6 TB TB TB TB TB
8 Dinding geser baja dan beton komposit 7 2frac12 6 TB TB TB TB TB
9 Dinding geser baja dan beton komposit 6 2frac12 5 TB TB TI TI TI 10Dinding geser batu bata bertulang khusus 5frac12 3 5 TB TB TB TB TB
11Dinding geser batu bata bertulang 4 3 3frac12 TB TB TI TI TI
12Rangka baja dengan bresing terkekang terhadap tekuk
8 2frac12 5 TB TB TB TB TB
13Dinding geser pelat baja khusus 8 2frac12 6frac12 TB TB TB TB TB
E Sistem ganda dengan rangka pemikul momen menengah mampu menahan paling sedikit 25 persen gayagempayang ditetapkan
1 Rangka baja dengan bresing
konsentris khususf
6 2frac12 5 TB TB 10 TI TIhk
2 Dinding geser beton bertulang khusus 6frac12 2frac12 5 TB TB 48 30 30
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
22
Tabel 29 Faktor R Cd dan Ω0 untuk sistem penahan gaya gempa (lanjutan)
Sistem penahan-gaya seismik
Koefisien
modifikasi respons
Ra
Faktor kuat- lebih sistem
Ω0g 0
Faktor
pembesaran defleksi
Cdb
Batasan sistem struktur dan batasan
tinggi struktur h (m) c
Kategori desain seismik
B C Dd E d F e
3 Dinding geser batu bata bertulang biasa 3 3 2frac12 TB 48 TI T TI 4 Dinding geser batu bata bertulang 3frac12 3 3 TB TB TI TI TI
5 Rangka baja dan beton komposit dengan bresing konsentris khusus
5frac12 2frac12 4frac12 TB TB 48 30 TI
6 Rangka baja dan beton komposit dengan bresing biasa
3frac12 2frac12 3 TB TB TI TI TI
7 Dinding geser baja dan betonkomposit 5 3 4frac12 TB TB TI TI TI
8 Dinding geser beton bertulang biasa 5frac12 2frac12 4frac12 TB TB TI TI TI
F Sistem interaktif dinding geser-rangka dengan rangka pemikul momen beton bertulang biasa dan dinding geser beton bertulang biasa
4frac12 2frac12 4 TB TI TI TI TI
G Sistem kolom kantilever didetail untuk memenuhi persyaratan
1 Sistem kolom baja dengan kantilever khusus
2frac12 1frac14 2frac12 10 10 10 10 10
2 Sistem kolom baja dengan kantilever biasa 1frac14 1frac14 1frac14 10 10 TI TIhi TIh
i3 Rangka beton bertulang pemikul momen
khusus 2frac12 1frac14 2frac12 10 10 10 10 10
4 Rangka beton bertulang pemikul momen menengah
1frac12 1frac14 1frac12 10 10 TI TI TI
5 Rangka beton bertulang pemikul momen biasa
1 1frac14 1 10 TI TI TI TI
6 Rangka kayu 1frac12 1frac12 1frac12 10 10 10 TI TI
H Sistem baja tidak didetail secara khusus untuk ketahanan seismik tidak termasuk sistem kolom kantilever
3 3 3 TB TB TI TI TI
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
Bekerjanya beban untuk bangunan bertingkat berlaku sistem gravitasi yaitu
elemen struktur yang berada di atas akan membebani elemen struktur di
bawahnya atau dengan kata lain elemen struktur yang mempunyai kekuatan
lebih besar akan menahan atau memikul elemen struktur yang mempunyai
kekuatan lebih kecil
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
23
Dengan demikian sistem bekerjanya beban untuk elemen ndash elemen struktur
gedung bertingkat secara umum dapat dinyatakan sebagai berikut beban pelat
lantai didistribusikan terhadap balok anak dan balok portal beban balok portal
didistribusikan ke kolom dan beban kolom kemudian diteruskan ke tanah dasar
melalui pondasi
Dalam perumusan kriteria desain seismik suatu bangunan di permukaan tanah
atau penentuan amplifikasi besaran percepatan gempa puncak dari batuan dasar
ke permukaan tanah untuk suatu situs maka situs tersebut harus diklasifikasikan
terlebih dahulu Profil tanah di situs harus diklasifikasikan sesuai dengan Tabel
210 berdasarkan profil tanah lapisan 30 m paling atas Penetapan kelas situs
harus melalui penyelidikan tanah di lapangan dan dilaboratorium yang
dilakukan oleh otoritas yang berwewenang atau ahli desain geoteknik
bersertifikat dengan minimal mengukur secara independen dua dari tiga
parameter tanah yang tercantum dalam Tabel 210 Dalam hal ini kelas situs
dengan kondisi yang lebih buruk harus diberlakukan Apabila tidak tersedia data
tanah yang spesifik pada situs sampai kedalaman 30 m maka sifat-sifat tanah
harus diestimasi oleh seorang ahli geoteknik yang memiliki sertifikatijin
keahlian yang menyiapkan laporan penyelidikan tanah berdasarkan kondisi
getekniknya Penetapan kelas situs SA dan kelas situs SB tidak diperkenankan
jika terdapat lebih dari 3 m lapisan tanah antara dasar telapak atau rakit fondasi
dan permukaan batuan dasar (SNI 17262012)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
24
Tabel 210 Klasifikasi situs
Kelas situs vs (mdetik) N atau N ch su (kPa)
SA (batuan keras) gt1500 NA NA SB (batuan) 750 sampai 1500 NA NA SC (tanah keras sangat padat dan batuan lunak)
350 sampai 750 gt50
2100
SD (tanah sedang) 175 sampai 350 15sampai 50 50 sampai100 lt 175 lt15 lt 50SE (tanah lunak) Atau setiap profil tanah yang mengandung lebih dari 3 m tanah dengan
karateristik sebagai berikut 1 Indeks plastisitas PI gt 20 2 Kadar air w 2 40 3 Kuat geser niralir su lt 25 kPa
SF (tanah khusus)
Setiap profil lapisan tanah yang memiliki salah satu atau lebih dari karakteristik berikut - Rawan dan berpotensi gagal atau runtuh akibat beban gempa seperti
mudah likuifaksi lempung sangat sensitif tanah tersementasi lemah - Lempung sangat organik danatau gambut (ketebalan H gt 3 m)
- Lempung berplastisitas sangat tinggi (ketebalan H gt 75 m dengan
Indeks Plasitisitas PI gt 75 ) Lapisan lempung lunaksetengah teguh dengan ketebalan H gt 35 m
dengan su lt 50 kPa
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
- Kecepatan rata-rata gelombang geser Vs
Dimana
di = tebal setiap lapisan antara kedalaman 0 sampai 30 meter
Vsi = kecepatan gelombang geser lapisan i dinyatakan dalam meter per
detik (mdetik)
- Tahanan penetrasi standar lapangan rata-rata N
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
25
Dimana
di = tebal setiap lapisan antara kedalaman 0 sampai 30 meter
Ni = tahanan penetrasi standar 60 persen energy ( N60 ) yang terukur
langsung di lapangan tanpa koreksi dengan nilai tidak lebih dari
305 pukulanm
- Kuat geser niralir rata-rata Su
Dimana
dc = jumlah ketebalan total dari lapisan - lapisan tanah kohesif di
dalam lapisan 30 meter paling atas
Sui = kuat geser niralir (kPa) dengan nilai tidak lebih dari 250 kPa
Untuk penentuan respons spektral percepatan gempa MCER di permukaan tanah
diperlukan suatu faktor amplifikasi seismik pada perioda 02 detik dan perioda 1
detik Faktor amplifikasi meliputi faktor amplifikasi getaran terkait percepatan pada
getaran perioda pendek (Fa) dan faktor amplifikasi terkait percepatan yang
mewakili getaran perioda 1 detik (Fv) Parameter spektrum respons percepatan pada
perioda pendek (SMS) dan perioda 1 detik (SM1) Yang disesuaikan dengan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
26
pengaruh klasifikasi situs (SNI 17262012) harus ditentukan dengan perumusan
berikut ini
SMS = Fa Ss
SM1 = Fv S1
Dimana
Ss = parameter respons spektral percepatan gempa MCER terpetakan untuk
perioda pendek
S1 = parameter respons spektral percepatan gempa MCER terpetakan untuk
perioda 10 detik
dan koefisien situs Fa dan Fv mengikuti Tabel 211 dan Tabel 212
Tabel 211 Koefisien situs Fa
Kelas situs
Parameter respons spektral percepatan gempa (MCER) terpetakan padaperioda pendek T=02 detik Ss
Ss s 025 Ss = 05 Ss = 075 Ss = 10 Ss 2 125 SA 08 08 08 08 08SB 10 10 10 10 10SC 12 12 11 10 10SD 16 14 12 11 10SE 25 17 12 09 09SF SSb
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
CATATAN
- Untuk nilai-nilai antara Ss dapat dilakukan interpolasi linier
- SS = Situs yang memerlukan investigasi geoteknik spesifik dan analisis respons situs spesifik
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
27
Tabel 212 Koefisien situs Fv
Kelas situs
Parameter respons spektral percepatan gempa MCER terpetakan padaperioda 1 detik S1
S1 s 01 S1 = 02 S1 = 03 S1 = 04 S1 2 05 SA 08 08 08 08 08SB 10 10 10 10 10SC 17 16 15 14 13SD 24 2 18 16 15SE 35 32 28 24 24SF SSb
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
CATATAN
- Untuk nilai-nilai antara Ss dapat dilakukan interpolasi linier
- SS = Situs yang memerlukan investigasi geoteknik spesifik dan analisis respons situs spesifik Struktur harus ditetapkan memiliki suatu kategori desain seismik Struktur dengan
kategori risiko I II atau III yang berlokasi di mana parameter respons spektral
percepatan terpetakan pada perioda 1 detik S1 lebih besar dari atau sama dengan
075 harus ditetapkan sebagai struktur dengan kategori desain seismik E Struktur
yang berkategori risiko IV yang berlokasi di mana parameter respons spektral
percepatan terpetakan pada perioda 1 detik S1 lebih besar dari atau sama dengan
075 harus ditetapkan sebagai struktur dengan kategori desain seismik F Semua
struktur lainnya harus ditetapkan kategori desain seismiknya berdasarkan kategori
risikonya dan parameter respons spektral percepatan desainnya SDS dan SD1
Masing-masing bangunan dan struktur harus ditetapkan ke dalam kategori desain
seismik yang lebih parah dengan mengacu pada Tabel 213 atau 214 terlepas dari
nilai perioda fundamental getaran struktur T (SNI 17262012)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
28
Tabel 213 Kategori desain seismik berdasarkan parameter respons percepatan pada perioda pendek
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
Tabel 214 Kategori desain seismik berdasarkan parameter respons
percepatan pada perioda 1 detik
Nilai S D1 Kategori risiko
I atau II atau III IV
SD1 lt 0167 A A
0067 lt SD1 lt 0133 B C
0133 lt SD1 lt 020 C D
020 lt SD1 D D (Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung
dan non gedung SNI 17262012)
Geser dasar seismik V dalam arah yang ditetapkan harus ditentukan sesuai
dengan persamaan berikut
V = Cs W
Keterangan
Cs = koefisien respons seismik
W = berat seismik efektif
Berat seismik efektif struktur W menurut SNI 17262012 harus menyertakan
seluruh beban mati dan beban lainnya yang terdaftar di bawah ini
Nilai SDS Kategori risiko
I atau II atau III IV
SDS lt 0167 A A
0167 lt SDS lt 033 B C
033 lt SDS lt 050 C D
050 lt SDS D D
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
29
1 Dalam daerah yang digunakan untuk penyimpanan minimum sebesar 25
persen beban hidup lantai (beban hidup lantai di garasi publik dan struktur
parkiran terbuka serta beban penyimpanan yang tidak melebihi 5 persen
dari berat seismik efektif pada suatu lantai tidak perlu disertakan)
2 Jika ketentuan untuk partisi disyaratkan dalam desain beban lantai diambil
sebagai yang terbesar di antara berat partisi aktual atau berat daerah lantai
minimum sebesar 048 kNm2
3 Berat operasional total dari peralatan yang permanen
4 Berat lansekap dan beban lainnya pada taman atap dan luasan sejenis
lainnya
Koefisien respons seismik Cs harus ditentukan sesuai dengan
Cs =
Dimana
SDS = parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang perioda
pendek
R = faktor modifikasi respons dalam Tabel 29
Ie = faktor keutamaan gempa yang ditentukan sesuai Tabel 28
Nilai Cs yang dihitung sesuai dengan Persamaan diatas tidak perlu melebihi Cs dari
persamaan di bawah
Cs =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
30
Cs yang di dapatkan harus tidak kurang dari
Cmin = 0044 SDS Ie gt 001
Sebagai tambahan untuk struktur yang berlokasi di daerah di mana 1 S sama
dengan atau lebih besar dari 06g maka Cs harus tidak kurang dari
Cs =
Dimana
SDS = parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang perioda
pendek
SD1 = parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang sebesar
10 detik
R = faktor modifikasi respons dalam Tabel 29
Ie = faktor keutamaan gempa yang ditentukan sesuai Tabel 28
T = perioda fundamental struktur (detik)
Perioda fundamental pendekatan Ta dalam detik harus ditentukan dari
Ta = Ct
Dimana
hn = ketinggian struktur dalam (m)
Ct = koefisien prioda struktur pendekatan yang ditentukan dalam tabel 213
x = koefisien ketinggian yang ditentukan dalam tabel 213
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
31
Tabel 215 Nilai parameter perioda pendekatan Ct dan x
Tipe struktur Ct x
Sistem rangka pemikul momen di mana rangka memikul 100 persen gaya gempa yang disyaratkan dan tidak dilingkupi atau dihubungkan dengan komponen yang lebih kaku dan akan mencegah rangka dari defleksi jika dikenai gaya gempa
Rangka baja pemikul momen 00724 a 08
Rangka beton pemikul momen 00466 a 09
Rangka baja dengan bresing eksentris 00731 a 075
Rangka baja dengan bresing terkekang terhadap tekuk 00731 a 075
Semua sistem struktur lainnya 00488 a 075
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
Sebagai alternatif menurut SNI 17262012 untuk menentukan perioda fundamental
pendekatan Ta dalam detik dari persamaan berikut untuk struktur dengan
ketinggian tidak melebihi 12 tingkat di mana sistem penahan gaya gempa terdiri
dari rangka penahan momen beton atau baja secara keseluruhan dan tinggi tingkat
paling sedikit 3 m
Ta = 01N
Dimana
N = jumlah tingkat (m)
Perioda fundamental struktur harus dibatasi dengan
Tmax = Cu Ta
Dimana
Ta = waktu getar struktur dalam (m)
Cu = koefisien batas prioda struktur yang ditentukan dalam tabel 214
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
32
Tabel 216 Koefisien untuk batas perioda struktur
Parameter percepatan respons spektral desain pada 1 detik S D1
Koefisien Cu
gt 04 14 03 14 02 15
015 16
lt 01 17 (Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur
gedung dan non gedung SNI 17262012)
212 Kombinasi Pembebanan
komponen-elemen struktur dan elemen-elemen fondasi menurut SNI
17262012 harus dirancang sedemikian hingga kuat rencananya sama atau melebihi
pengaruh beban-beban terfaktor dengan kombinasi-kombinasi sebagai berikut
1 14D
2 12D + 16L + 05(Lr atau R)
3 12D + 16(Lr atau R) + (L atau 05W)
4 12D + 10 W + L + 05(Lr atau R)
5 12D + 10 E + L
6 09D + 10 W
7 09D + 10 E
8
Pengaruh beban gempa E harus ditentukan sesuai dengan berikut ini
1 Untuk penggunaan dalam kombinasi beban 5 dalam
E = Eh + Ev
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
33
2 Untuk penggunaan dalam kombinasi beban 7
E = Eh - Ev
Keterangan
E = pengaruh beban gempa
Eh = pengaruh beban gempa horisontal
Ev = pengaruh beban gempa vertikal
Pengaruh beban gempa horisontal Eh harus ditentukan sesuai dengan Persamaan
sebagai berikut
E h = ρQh
Keterangan
Q = pengaruh gaya gempa horisontal dari V atau F p
ρ = faktor redundansi
Untuk struktur yang dirancang untuk kategori desain seismik D E atau Fm
SNI 17262012 mengatur ρ harus sama dengan 13 kecuali jika satu dari dua
kondisi berikut dipenuhi di mana p diijinkan diambil sebesar 10
a Masing-masing tingkat yang menahan lebih dari 35 persen geser dasar dalam
arah yang ditinjau harus sesuai dengan Tabel 212
b Struktur dengan denah beraturan di semua tingkat dengan sistem penahan gaya
gempa terdiri dari paling sedikit dua bentang perimeter penahan gaya gempa
yang merangka pada masing-masing sisi struktur dalam masing-masing arah
ortogonal di setiap tingkat yang menahan lebih dari 35 persen geser dasar
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
34
Jumlah bentang untuk dinding geser harus dihitung sebagai panjang dinding
geser dibagi dengan tinggi tingkat atau dua kali panjang dinding geser dibagi
dengan tinggi tingkat hsx untuk konstruksi rangka ringan
Tabel 217 Persyaratan untuk masing-masing tingkat yang menahan lebih
dari 35 persen gaya geser dasar
Elemen penahan gaya lateral
Persyaratan
Rangka dengan bresing
Pelepasan bresing individu atau sambungan yang terhubung tidak akan mengakibatkan reduksi kuat tingkat sebesar lebih dari 33 persen atau sistem yang dihasilkan tidak mempunyai ketidakteraturan torsi yang berlebihan (ketidakteraturan struktur horisontal Tipe 1b)
Rangka pemikul momen
Kehilangan tahanan momen di sambungan balok ke kolom di kedua ujung balok tunggal tidak akan mengakibatkan lebih dari reduksi kuat tingkat sebesar33 persen atau sistem yang dihasilkan tidak mempunyai ketidakteraturantorsi yang berlebihan (ketidakteraturan struktur horisontal Tipe 1b)
Dinding geser atau pilar dinding dengan rasio tinggi terhadap panjang lebih besar dari 10
Pelepasan dinding geser atau pier dinding dengan rasio tinggi terhadap panjang lebih besar dari 10 di semua tingkat atau sambungan kolektor yang terhubung tidak akan mengakibatkan lebih dari reduksi kuat tingkat sebesar 33 persen atau sistem yang dihasilkan mempunyai ketidakteraturan torsi yang berlebihan (ketidakteraturan struktur horisontal Tipe 1b)
Kolom kantilever Kehilangan tahanan momen di sambungan dasar semua kolom kantilever tunggal tidak akan mengakibatkan lebih dari reduksi kuat tingkat sebesar 33 persen atau sistem yang dihasilkan mempunyai ketidakteraturan torsi yang berlebihan (ketidakteraturan struktur horisontal Tipe 1b)
Lainnya Tidak ada persyaratan
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
22 Kinerja Struktur Gedung
221 Kinerja Batas Layan
Kinerja batas layan struktur gedung ditentukan oleh simpangan antar tingkat
akibat pengaruh gempa rencana yaitu untuk membatasi terjadinya pelelehan baja
dan peretakan beton yang berlebihan di samping untuk mencegah kerusakan
nonstruktur dan ketidaknyamanan penghuni Simpangan antar-tingkat ini harus
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
35
dihitung dari simpangan struktur gedung tersebut akibat pengaruh gempa nominal
yang telah dibagi Faktor Skala
Faktor Skala =
gt 1
Dimana
V1 = Gaya geser dasar nominal sebagai respons dinamik ragam yang
pertama saja
Vt = Gaya geser dasar nominal yang didapat dari hasil analisis ragam
spektrum respons yang telah dilakukan
Gaya geser dasar nominal yang didapat dari hasil spektrum respons Analisis harus
dilakukan untuk menentukan ragam getar alami untuk struktur Analisis harus
menyertakan jumlah ragam yang cukup untuk mendapatkan partisipasi massa
ragam terkombinasi sebesar paling sedikit 90 persen dari massa aktual dalam
masing-masing arah horisontal ortogonal dari respons yang ditinjau oleh model
Parameter respons ragam untuk masing-masing parameter desain terkait gaya yang
ditinjau termasuk simpangan antar lantai tingkat gaya dukung dan gaya elemen
struktur individu untuk masing-masing ragam respons harus dihitung menggunakan
properti masing-masing ragam dan spectrum respons dibagi dengan kuantitas (R
Ie) Parameter respons terkombinasi untuk perpindahan dan kuantitas simpangan
antar lantai harus dikalikan dengan kuantitas (CdIe) Nilai untuk masing-masing
parameter yang ditinjau yang dihitung untuk berbagai ragam harus
dikombinasikan menggunakan metoda akar kuadrat jumlah kuadrat (SRSS) atau
metoda kombinasi kuadrat lengkap (CQC) sesuai dengan SNI 17262012 Metoda
CQC harus digunakan untuk masing-masing nilai ragam di mana ragam berjarak
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
36
dekat mempunyai korelasi silang yang signifikan di antara respons translasi dan
torsi
Kinerja batas ultimit struktur gedung ditentukan oleh simpangan antar-tingkat
maksimum struktur gedung akibat pengaruh gempa rencana dalam kondisi struktur
gedung di ambang keruntuhan yaitu untuk membatasi kemungkinan terjadinya
keruntuhan struktur gedung yang dapat menimbulkan korban jiwa manusia dan
untuk mencegah benturan berbahaya antar-gedung atau antar bagian struktur
gedung yang dipisah dengan sela pemisah (sela delatasi) simpangan antar-tingkat
ini harus dihitung dari simpangan struktur gedung akibat pembebanan gempa
nominal (SNI 17262002) Penentuan simpangan antar lantai tingkat desain ( ∆ )
harus dihitung sebagai perbedaan defleksi pada pusat massa di tingkat teratas dan
terbawah yang ditinjau Lihat Gambar 24 Apabila pusat massa tidak terletak
segaris dalam arah vertikal diijinkan untuk menghitung defleksi di dasar tingkat
berdasarkan proyeksi vertikal dari pusat massa tingkat di atasnya (SNI 17262012)
Gambar 24 Penentuan simpangan antar lantai
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
37
Defleksi pusat massa di tingkatx (δx) (mm) harus ditentukan sesuai dengan
persamaan berikut
δx =
Dimana
Cd = faktor amplifikasi defleksi dalam Tabel 29
δxe = defleksi pada lokasi yang disyaratkan pada pasal ini yang ditentukan
dengan analisis elastis
Ie = faktor keutamaan gempa yang ditentukan sesuai dengan tabel 28
Simpangan antar lantai tingkat desain ∆ tidak boleh melebihi simpangan antar
lantai tingkat ijin ∆a seperti didapatkan dari Tabel 213 untuk semua tingkat
Tabel 218 Simpangan antar lantai ijin
Struktur
Kategori risiko
I atau II III IV
Struktur selain dari struktur dinding geser batu bata 4 tingkat atau kurang dengan dinding interior partisi langit-langit dan sistem dinding eksterior yang telah didesain untuk mengakomodasi simpangan antar lantai tingkat
0025h c
sx 0020 hsx 0015 hsx
Struktur dinding geser kantilever batu batad 0010 hsx 0010 hsx 0010 hsx
Struktur dinding geser batu bata lainnya 0007 hsx 0007 hsx 0007 hsx
Semua struktur lainnya 0020 hsx 0015 hsx 0010 hsx
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
Dua bagian struktur gedung yang tidak direncanakan untuk bekerja sama sebagai
satu kesatuan dalam mengatasi pengaruh Gempa Rencana harus dipisahkan yang
satu terhadap yang lainnya dengan suatu sela pemisah (sela delatasi) yang lebarnya
paling sedikit harus sama dengan jumlah simpangan masing-masing bagian struktur
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
38
gedung pada taraf itu Dalam segala hal lebar sela pemisah tidak boleh ditetapkan
kurang dari 75 mm (SNI 17262012)
222 Kinerja Batas kekuatan
2221 Perencanaan Pelat Floor Deck
Floor deck pada pelat menggantikan fungsi tulangan Tarik pada daerah
lapangan Analisis pelat floor deck meggunakan metode pelat satu arah Bila pelat
mengalami rotasi bebas pada tumpuan pelat dan tumpuan sangat kaku terhadap
momen puntir maka pelat itu dikatakan jepit penuh Bila balok tepi tidak cukup
kuat untuk mencegah rotasi maka dikatakan terjepit sebagian Tebal minimum
yang ditentukan dalam Tabel 214 berlaku untuk konstruksi satu arah yang tidak
menumpu atau tidak disatukan dengan partisi atau konstruksi lain yang mungkin
akan rusak akibat lendutan yang besar kecuali bila erhitungan lendutan
menunjukkan bahwa ketebalan yang lebih kecil dapat digunakan tanpa
menimbulkan pengaruh yang merugikan
Tabel 219 Tebal Minimum Balok Non-Prategang Atau Pelat Satu Arah Bila
Lendutan Tidak Dihitung Tebal minimum h
Komponen struktur Tertumpu Satu ujung Kedua ujung Kantilever
Komponen struktur tidak menumpu atau tidak dihubungkan dengan partisi ataukonstruksi lainnya yang mungkin rusak oleh lendutan yang besar
Pelat masif satu-arah 20
24
28
10
Balok atau pelat rusuk satu-arah 16
185
21
8
(Sumber Tata cara perhitungan struktur beton untuk bangunan gedung SNI 28472002)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
39
CATATAN Panjang bentang dalam mm Nilai yang diberikan harus digunakan langsung untuk komponen struktur dengan beton normal dan tulangan tulangan Mutu 420 MPa Untuk kondisi lain nilai di atas harus dimodifikasikan sebagai berikut a Untuk struktur beton ringan dengan berat jenis (equilibrium density) w di antara 1440 sampai
1840 kgm3 nilai tadi harus dikalikan dengan (165 ndash 00003wc) tetapi tidak kurang dari 109
b Untuk fy selain 420 MPa nilainya harus dikalikan dengan (04 + fy700)
a Disain pada Momen Positif
Disain pada momen positif gaya Tarik disumbangkan oleh metal deck dan
gaya tekan disumbangkan oleh beton Dalam hal ini penampang beton
berbentuk persegi panjang
Gambar 25 Diagram tegangan momen positif floor deck
Penulangan lentur dihitung analisa tulangan tunggal dengan langkah-langkah
sebagai berikut
Mn =
Dimana ϕ= 08
Rn =
m =
ρ = 1 ndash 1 ndash
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
40
As PERLU = ρ b d
rasio tulangan minimum menggunakan syarat tulangan susut dan tulangan
suhu sebagai acuan dan di tabelkan sebagai berikut
Tabel 220 Rasio Tulangan Minimum Pada Pelat
Jenis Pelat ρmin
Pelat yang menggunakan batang tulangan ulir mutu 300 00020
Pelat yang menggunakan batang tulangan ulir atau jaring kawat las 00018
Pelat yang menggunakan tulangan dengan tegangan leleh melebihi 00018 x 400 fy
(Sumber Tata cara perhitungan struktur beton untuk bangunan gedung SNI 28472002)
Persyaratan lain yang harus dipenuhi dalam mendisain pelat satu arah adalah
jarak tulangan maximum Pasal 12 SNI 03-2847-2002 butir 64 jarak tulangan
adalah
S = ndash 25 Cc
Dimana
fs = 60 fy
Cc = Selimut Beton
b Disain pada Momen Negatif
Disain pada momen positif gaya Tarik disumbangkan oleh wiremesh dan gaya
tekan disumbangkan oleh beton Dalam hal ini penampang beton berbentuk
sebagai berikut
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
41
Gambar 26 Diagram tegangan momen negatif floor deck
2222 Perencanaan Pelat Chekered
Pelat metal didisain menggunakan metode pelat satu arah syarat batas yang
harus di penuhi pelat metal adalah
ϕMn gt Mu
dimana
ϕMn = momen nominal = Zx fy
Mu = momen ultimate
2223 Perencanaan Batang Tekan
Kekuatan tekan disain harus nilai terendah yang diperoleh berdasarkan
keadaan batas dari tekuk lentur tekuk torsi dan tekuk torsi lentur Profil dengan
dominan keruntuhan tekuk lentur kekuatan nominal nya adalah
ϕPn = 09 fcr A
tegangan kritis fcr ditentukan sebagai berikut
a Bila lt 471 ( atau lt 225 )
fcr =0658 fy
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
42
b Bila gt 471 ( atau gt 225 )
fcr =0877 fe
fe =
Dimana
K = faktor panjang efektir
L = panjang profil
r = jari jari inersia
fcr = tegangan kritis
fe = tegangan euler
λ = kelangsingan =
2224 Perencanaan Batang Lentur
Pembebanan balok disesuaikan dengan peraturan pembebanan Indonesia
untuk gedung (PPIUG) 1983 sedangkan pemakaian profil dihitung sesuai dengan
SNI 03-1729-2015
Tabel 221 Nilai kekuatan lentur berdasarkan SNI 1729 2015
PROFIL q Lr Lp MP Mr Vn
kgm m m KN m KN m KN
WF 150 x 75 x 5 x 7 1400 316 084 2354 1509 10800
WF 150 x 100 x 6 x 9 2110 530 120 3609 2346 12787
WF 200 x 100 x 45 x 7 1820 346 112 4089 2720 12830
WF 200 x 100 x 55 x 8 2130 378 112 4802 3128 15840
WF 200 x 150 x 6 x 9 3060 637 182 7108 4688 16762
WF 250 x 125 x 5 x 8 2570 420 141 7327 4845 17856
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
43
Tabel 221 Nilai kekuatan lentur berdasarkan SNI 1729 2015 (lanjutan)
PROFIL q Lr Lp MP Mr Vn
kgm m m KN m KN m KN
WF 250 x 125 x 6 x 9 2960 446 141 8443 5508 21600
WF 300 x 150 x 55 x 8 3200 475 167 10920 7208 23602
WF 300 x 150 x 65 x 9 3670 497 167 12528 8177 28080
WF 350 x 175 x 6 x 9 4140 553 197 16538 10897 29894
WF 350 x 175 x 7 x 11 4960 593 200 20179 13175 35280
WF 400 x 200 x 7 x 11 5660 646 227 26100 17170 39917
WF 400 x 200 x 8 x 13 6600 684 230 30861 20230 46080
WF 450 x 200 x 9 x 14 7600 667 223 38913 25330 58320
WF 500 x 200 x 10 x 16 8960 669 219 50311 32470 72000
WF 600 x 200 x 11 x 17 10600 628 209 68714 44030 95040
HB 100 x 100 x 6 x 8 1720 724 125 2018 1300 8640
HB 125 x 125 x 65 x 9 2380 806 158 3578 2312 11700
HB 150 x 150 x 7 x 10 3150 895 190 5748 3723 15120
HB 175 x 175 x 75 x 11 4020 981 222 8628 5610 18900
HB 200 x 200 x 8 x 12 4990 1072 255 12314 8024 23040
HB 250 x 250 x 9 x 14 7240 1255 319 22483 14739 32400
HB 300 x 300 x 10 x 15 9400 1376 381 35152 23120 43200
HBC 350 x 350 x 12 x 19 13700 1718 449 59834 39100 60480
HBC 400 x 400 x 13 x 21 17200 1903 513 86402 56610 74880
WFC 600 x 300 x 12 x 20 15100 1045 348 103413 68340 101606
WFC 700 x 300 x 13 x 24 18500 1041 344 149968 97920 131040
WFC 800 x 300 x 14 x 26 21000 1010 336 191889 123930 161280
WFC 900 x 300 x 16 x 28 24300 984 324 244178 155380 207360
- Profil I dan Kanal
a Kontrol Momen
ϕMn = 09 Mn
- Apabila L lt Lp
Mn = Mp = Zx fy
- Apabila Lp lt L lt Lr
Mn = Cb Mp ndash ( Mp- Mr)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
44
Apabila L gt Lr
Mn = Mcr = radic 1
=
lt 23
=
= 4 2
=
1 1
= 176
Untuk profil I konstanta torsi dan konstanta warping adalah
J = [ 2b + h ]
Cw =
Untuk profil kanal konstanta torsi dan konstanta warping adalah
J = [ 2b + h ]
Cw = [
]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
45
Gambar 27 Kuat Momen Lentur Nominal Akibat Tekuk Torsi Lateral
b Kontrol Geser
Untuk profil I
= 060 fyw Aw lt Vu
Persamaan diatas dapat dipenuhi bila syarat kelangsingan untuk tebal pelat web
sebagai berikut
lt
c Kontrol Lendutan
Batas-batas lendutan untuk keadaan kemampuan-layan batas harus sesuai
dengan struktur fungsi penggunaan sifat pembebanan serta elemen-elemen
yang didukung oleh struktur tersebut Batas lendutan maksimum diberikan
dalam Tabel dibawah
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
46
Tabel 222 Batas Lendutan Maksimum
Komponen struktur dengan beban tidak Beban tetap Beban
Balok pemikul dinding atau finishing yang getas L360 - Balok biasa L240 - Kolom dengan analisis orde pertama saja h500 h200 Kolom dengan analisis orde kedua h300 h200
(Sumber Tata cara perencanaan struktur baja untuk bangunan gedung SNI 17292002)
- Profil Siku
a Kontrol Momen
ϕMn = 09 Mn
- Momen Leleh
Mn = 15 My
Dimana
My = momen leleh di sumbu lentur
- Momen dengan tekuk torsi lateral
1 Bila Me lt My
Mn = [ 092 -
] Me
2 Bila Me gt My
Mn = [ 192 ndash 117 ] Me lt 15 My
Lentur di sumbu utama major dari baja siku kaki sama
Me =
Dimana
Lb = Panjang profil tak terkekang
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
47
b = lebar siku
E = elastisitas profil siku
t = tebal profil siku
Me = momen tekuk lateral-torsi elastis
b kontrol geser
ϕVn = 09 06 Aw fy cv
Dimana Vn = kekuatan geser penampang Aw = luas badan = b x t fy = tegangan leleh profil siku Nilai cv dari persamaan diatas ditentukan dengan
- Bila
lt 11
cv = 1
- Bila
11
lt lt 137
cv = 11
x
- Bila
gt 137
cv =
x
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
48
2225 Perencanaan Balok Kolom
Komponen struktur yang mengalami momen lentur dan gaya aksial harus
direncanakan memenuhi ketentuan sebagai berikut
Untuk
gt 02
+ (
+
) lt 1
Untuk
lt 02
+ (
+
) lt 1
Dimana
Pu = Gaya aksial (tarik atau tekan) terfaktor N
Pn = Kuat nominal penampang N
ϕ = Faktor reduksi kekuatan
= 09 untuk aksial tarik
= 09 untuk aksial tekan
Mux = Momen lentur terfaktor terhadap sumbu-x
Muy = Momen lentur terfaktor terhadap sumbu-y
Mnx = Kuat nominal lentur penampang terhadap sumbu-x
Mny = Kuat nominal lentur penampang terhadap sumbu-y
ϕb = Faktor reduksi kekuatan lentur = 09
2226 Perencanaan Balok Komposit
Menurut SNI 17292015 lebar efektif balok komposit adalah
- seperdelapan dari bentang balok pusat-ke-pusat tumpuan
- setengah jarak ke sumbu dari balok yang berdekatan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
49
- jarak ke tepi dari pelat
Kekuatan Lentur Positif balok komposit bisa di disain secara plastis jika memenuhi
lt 376 Jika gt 376 maka momen harus di tentukan dengan
superposisi tegangan elastis (SNI 17292015) Nilai ultimate dari momen lentur
dapat di tinjau dari 2 kondisi yaitu
1 Sumbu netral jatuh pada pelat beton
Besar nya gaya tekan pada kondisi ultimate adalah
C = 085 a be
Gaya tarik pada profil baja adalah
T = As fy
Gaya tarik floor deck adalah
T = Afd fu
Jika ẏ gt (tf - hfd) keseimbangan gaya C = T maka diperoleh
a =
Lengan kopel terhadap gaya tekan
d1 = ts ndash ċ -
d2 = + ts -
Kuat momen lentur nominal positif balok komposit adalah
ϕMn = 09 [ As fy ( d2 ) + Afd fu ( d1 ) ]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
50
Gambar 28 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan ẏ lt (ts - hfd)
Gambar 29 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan ẏ gt (ts - hfd)
Jika ẏ lt (tf - hfd) gaya tarik floor deck adalah
T = Aefd fu
keseimbangan gaya C = T maka diperoleh
a =
Lengan kopel terhadap gaya tekan
d1 = ts ndash ċ -
d2 = + ts -
Kuat momen lentur nominal positif balok komposit adalah
ϕMn = 09 [ As fy ( d2 ) + Aefd fu ( d1 ) ]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
51
2 Sumbu netral jatuh pada baja profil
Besar nya gaya tekan pada kondisi ultimate adalah
Cc = 085 a be
Gaya tarik pada profil baja adalah
T = As fy
Keseimbangan gaya diperoleh
Trsquo = Cc + Cs
Besarnya Trsquo sekarang lebih kecil daripada Asfy yaitu
Trsquo = As fy - Cs
Sehingga gaya tekan profil baja
Cc + Cs = As fy - Cs
2Cs = Cc + As fy
Cs =
Jika ẏ lt (ts + tf) Pusat tarik profil
ӯ = ẏ ẏ
ẏ
lengan kopel terhadap pusat tarik
d1 = d ndash ӯ - (ẏ - ts)
d2 = d ndash ӯ + pusat tekan beton
kapasitas lentur positif nominal
ϕMn = 09 [ Cc ( d2 ) + Cs ( d1 ) ]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
52
Gambar 210 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan ẏ lt (ts + tf)
Jika (ts+ d) gt ẏ gt (ts + tf) Pusat tarik profil adalah
ӯ
ndash ẏ ẏ
ẏ
Lengan kopel terhadap gaya tarik
d1 = d ndash ӯ - tf
d2 = d ndash ӯ ndash tf - (ẏ - tf)
d3 = d ndash ӯ + pusat tekan beton
kapasitas lentur positif nominal
ϕMn = 09 [ Cc ( d3 ) + Csf ( d2 ) + Csw ( d1 ) ]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
53
Gambar 211 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan ẏ gt (ts + tf)
Dimana
As = Luas baja profil mm2
Afd = Luas floor deck mm2
Aefd = Luas efektif floor deck mm2
a Tinggidariluasantekanbetonmm
bE Lebarefektifbeton
C = Gaya tekan KN
Ċ = Titik berat floor deck mm
d = Tinggi baja profil mm
= Tegangan leleh baja profil
= Tegangan ultimate floor deck
hfd = Tinggi floor deck
ts = Tebal pelat lantai mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
54
Kapasitas momen lentur negative menurut SNI 17292015 dapat di tentukan dari
kapasitas momen nominal dari profil baja itu sendiri sebagai alternatif dapat
ditentukan kapasitas momen negatif dari distribusi plastis penampang komposit
untuk keadaan leleh asalkan menenuhi
- Balok baja adalah penampang kompak dan dibreising secara cukup
- Steel headed stud atau angkur kanal baja yang menyambungkan pelat ke
balok baja pada daerah momen negatif
- Tulangan pelat yang paralel pada balok baja di lebar efektif pelat
diperhitungkan dengan tepat
Nilai ultimate dari momen lentur negatif komposit adalah
Gaya tarik tulangan
Tsr = Asr fyr
Gaya tarik floor deck
Tfd = Afd fu
Gaya tarik total
T = Tsr + Tfd
Gaya tekan maximum profil baja
Cmax = As fy
Jika Cmax gt T maka titik berat berada pada profil baja
T + Ts = Cmax ndash Ts
2Ts = Cmax ndash T
Ts = (Cmax ndash T)
Jika sumbu netral jatuh di sayap maka
b t fy = Ts
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
55
Gambar 212 Diagram tegangan balok komposit momen negatif dengan ts gt ẏ gt (ts + tf)
tc =
Pusat gaya tekan
ӯ = ẏ ẏ
ẏ
Lengan kopel terhadap gaya tekan
d1 = d ndash ӯ ndash tc
d2 = d ndash ӯ + Ċ
d3 = d ndash ӯ + ts ndash selimut pelat - empty
Momen nominal
ϕMn = 09 [Mn1 + Mn2 + Mn3]
= Tsr d3 + Tfd d2 + t fy d1
Jika sumbu netral jatuh di web maka
h tw fy = Ts - Tf
hrsquo =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
56
Gambar 213 Diagram tegangan balok komposit momen negatif dengan ẏ gt (ts + tf)
Pusat gaya tekan
ӯ ndash
Lengan kopel terhadap gaya tekan
d1 = d ndash ӯ ndash tf - hrsquo
d2 = d ndash ӯ ndash tf
d3 = d ndash ӯ + Ċ
d4 = d ndash ӯ + ts ndash selimut pelat - empty
Momen nominal
ϕMn = 09 [Mn1 + Mn2 + Mn3 + Mn4]
= Tsr d4 + Tfd d3 + tf fy d2 + hrsquo tw fy d1
Kekuatan geser yang tersedia dari balok komposit dengan steel headed stud atau
angkur kanal baja harus ditentukan berdasarkan properti dari penampang baja
sendiri Kekuatan geser nominal satu angkur steel headed stud yang ditanam pada
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
57
suatu pelat beton solid atau pada suatu pelat komposit dengan dek harus ditentukan
sebagai berikut
Qn = 05 Asc lt Rg Rp Asc fu
Dimana
Asc = Luas penampang shear conector
fcrsquo = Kuat tekan beton
Ec = Modulus elastisitas beton
fu = kuat putus shear conektor
Rg = 10 untuk
a Satu angkur steel headed stud yang di las pada suatu rusuk
dek baja dengan dek yang diorientasikan tegak lurus terhadap
profil baja
b Sejumlah dari angkur steel headed stud di suatu lajurbaris
secara langsung terhadap profil baja
c Sejumlah dari angkur steel headed stud yang di las pada
suatu lajur sampai dek baja dengan dek diorientasikan paralel
terhadap profil baja dan rasio dari lebar rusuk rata-rata
terhadap kedalaman rusuk ge 15
085 untuk
a Dua angkur steel headed stud yang dilas pada suatu rusuk
dek baja dengan dek diorientasikan tegak lurus terhadap
profil baja
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
58
b Satu angkur steel headed stud yang di las melewati dek baja
dengan dek diorientasikan paralel terhadap profil baja dan
rasio dari lebar rusuk rata-rata terhadap kedalaman rusuk lt
15
07 untuk tiga atau lebih angkur steel headed stud yang dilas pada
suatu rusuk dek baja dengan dek yang diorientasikan tegak lurus
terhadap profil baja
Rp = 075 untuk
a Angkur steel headed stud yang dilas secara langsung pada
profil baja
b Angkur steel headed stud yang dilas pada suatu pelat komposit
dengan dek yang diorientasikan tegak lurus terhadap balok dan
emid-ht ge 2 in (50 mm) Angkur steel headed stud yang dilas
melewati dek baja atau lembaran baja yang digunakan sebagai
material pengisi gelagar dan ditanam pada suatu pelat
komposit dengan dek diorientasikan paralel terhadap balok
tersebut
06 untuk angkur steel headed stud yang di las pada suatu pelat
komposit dengan dek diorientasikan tegak lurus terhadap balok
dan emid-ht lt 2 in (50 mm)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
59
emid-ht = jarak dari tepi kaki angkur steel headed stud terhadap
badan dek baja diukur di tengahtinggi dari rusuk dek
dan pada arah tumpuan beban dari angkur steel headed
stud (dengan kata lain pada arah dari momen maksimum
untuk suatu balok yang ditumpu sederhana)
Tabel 223 Nilai untuk Rg dan Rp untuk setiap kasus Kapasitas untuk angkur steel headed stud
Kondisi Rg Rp
Tanpa dek 10 10 Dek diorientasi paralel terhadap profil baja
gt 15 lt 15
10
085
075
075
Dek diorientaskan tegak lurus terhadap profil
10
06
baja Jumlah dari angkur steel headed stud yangmemiliki rusuk dek yang sama
1 2 085 06
+3 atau lebih 07 06+
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015) Catatan Wr = lebar rata-rata dari rusuk atau voute beton hr = tinggi rusuk nominal untuk suatu angkur steel headed stud tunggal nilai ini dapat ditingkatkan sampai 075 bila emid-ht gt 51 mm
2227 Perencanaan Sambungan Las
Luas efektif dari suatu las sudut adalah panjang efektif dikalikan dengan throat
efektif Throat efektif dari suatu las sudut merupakan jarak terpendek (garis tinggi)
dari perpotongan kaki las ke muka las diagrammatik Suatu penambahan dalam
throat efektif diizinkan jika penetrasi konsisten di luar jarak terpendek (garis tinggi)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
60
dari perpotongan kaki las ke muka las diagrammatik yang dibuktikan melalui
pengujian dengan menggunakan proses produksi dan variabel prosedur Untuk las
sudut dalam lubang dan slot panjang efektif harus panjang dari sumbu las
sepanjang pusat bidang yang melalui throat Pada kasus las sudut yang
beroverlap luas efektif tidak boleh melebihi luas penampang nominal dari lubang
atau slot dalam bidang permukaan lekatan (SNI 17292015)
Sumber httpwwwtwi-globalcomtechnical-knowledgejob-knowledgedesign-part-2-091
Gambar 214 Tebal efektif las sudut Ukuran minimum las sudut menurut SNI 17292015 harus tidak kurang dari ukuran
yang diperlukan untuk menyalurkan gaya yang dihitung atau ukuran seperti yang
tertera dalam Tabel 223 Ukuran maksimum dari las sudut dari bagian-bagian yang
tersambung harus
a Sepanjang tepi material dengan ketebalan kurang dari frac14 in (6 mm) tidak
lebih besar dari ketebalan material
b Sepanjang tepi material dengan ketebalan frac14 in (6 mm) atau lebih tidak
lebih besar dari ketebalan material dikurangi 116 in (2 mm) kecuali las
yang secara khusus diperlihatkan pada gambar pelaksanaan untuk
memperoleh ketebalan throat-penuh Untuk kondisi las yang sudah jadi
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
61
jarak antara tepi logam dasar dan ujung kaki las boleh kurang dari 116 in
(2 mm) bila ukuran las secara jelas dapat diverifikasi
Tabel 224 Tebal minimum las sudut
Ketebalan Material dari Bagian Paling Tipis yang Tersambung in (mm)
Ukuran Minimum Las Sudut[a] in (mm)
Sampai dengan frac14 (6) 18 (3) Lebih besar dari frac14 (6) sampai dengan frac12 (13) 316 (5)
Lebih besar dari frac12 (13) sampai dengan frac34 (19) frac14 (6) Lebih besar dari frac34 (19) 516 (8)
[a] Dimensi kaki las sudut Las pas tunggal harus digunakan Catatan Lihat Pasal J22b untuk ukuran maksimum las sudut
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015)
Panjang minimum dari las sudut yang dirancang berdasarkan kekuatan tidak boleh
kurang dari empat kali ukuran las nominal atau ukuran lain dari las harus
diperhitungkan tidak melebihi frac14 dari panjangnya Jika las sudut longitudinal saja
digunakan pada sambungan ujung dari komponen struktur tarik tulangan-rata
panjang dari setiap las sudut tidak boleh kurang dari jarak tegak lurus antaranya
Gambar 215 Panjang las longitudinal
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
62
Kekuatan desain ϕRn yang dilas harus merupakan nilai terendah dari kekuatan
material dasar yang ditentukan menurut keadaan batas dari keruntuhan tarik dan
keruntuhan geser dan kekuatan logam las yang ditentukan menurut keadaan batas
dari keruntuhan berikut ini
Untuk logam dasar
ϕRn = 075 fn BM ABM
Untuk logam las
ϕRn = 075 fne AWE
Dimana
fn BM = tegangan nominal dari logam dasar ksi (MPa)
fne = tegangan nominal dari logam las ksi (MPa)
ABM = luas penampang logam dasar in2 (mm2)
AWE = luas efektif las in2 (mm2)
kelompok las linear dengan suatu ukuran kaki yang seragam dibebani
melalui titik berat
ϕRn = 075 fne AWE
dan
fne = 060 fEXX ( 1 + 05sin15 θ )
dimana
fEXX = kekuatan klasifikasi logam pengisi ksi (MPa)
θ = sudut pembebanan yang diukur dari sumbu longitudinal las derajat
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
63
Kekuatan sambungan las pada sambungan pemikul momen adalah
ϕMn = sum ϕPlas d
Dimana
ϕMn = Kekuatan nominal sambungan las terhadap momen
ϕPlas = Gaya las terkoreksi
d = Lengan kopel terhadap garis netral
Gambar 216 Momen plastis siklik pada sambungan pemikul momen
2228 Perencanaan Sambungan Baut
Semua baut kekuatan-tinggi yang disyaratkan pada gambar desain yang digunakan
dalam pra-tarik atau joint kritis-slip harus dikencangkan dengan suatu ketegangan
baut tidak kurang dari yang diberikan dalam Tabel 224 kuat tarik nominal dan
kuat geser nominal pada sambungan tipe tumpu diberikan dalam tabel 225 dan
ukuran lubang maksimum untuk baut diberikan dalam Tabel 226 Jarak antara
pusat-pusat standar ukuran-berlebih atau lubang-lubang slot tidak boleh kurang
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
64
dari 2 23 kali diameter nominal d dari pengencang suatu jarak 3d yang lebih
disukai Jarak dari pusat lubang standar ke suatu tepi dari suatu bagian yang
disambung pada setiap arah tidak boleh kurang dari nilai yang berlaku dari Tabel
227 Jarak maksimum dari pusat setiap baut ke tepi terdekat dari bagian-bagian
dalam kontak harus 12 kali ketebalan dari bagian yang disambung akibat
perhitungan tetapi tidak boleh melebihi 6 in (150 mm) (SNI 17292015) Spasi
longitudinal pengencang antara elemen-elemen yang terdiri dari suatu pelat dan
suatu profil atau dua pelat pada kontak menerus harus sebagai berkut
1 Untuk komponen struktur dicat atau komponen struktur tidak dicat yang
tidak menahan korosi spasi tersebut tidak boleh melebihi 24 kali ketebalan
dari bagian tertipis atau 12 in (305 mm)
2 Untuk komponen struktur tidak dicat dari baja yang berhubungan dengan
cuaca yang menahan korosi atmospheric spasi tidak boleh melebihi 14 kali
ketebalan dari bagian tertipis atau 7 in (180 mm)
Catatan Dimensi pada (a) dan (b) tidak berlaku untuk elemen-elemen yang terdiri
dari dua profil dalam kontak menerus
Tabel 225 Pratarik baut minimum kN
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015)
Ukuran Baut mm Baut A325M Baut A490MM16 91 114 M20 142 179 M22 176 221 M24 205 257 M27 267 334 M30 326 408 M36 475 595
Sama dengan 070 dikalikan kekuatan tarik minimum baut dibulatkan mendekati kN seperti disyaratkan dalam spesifikasi untuk baut ASTM A325M dan A490M dengan ulir UNC
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
65
Kekuatan tarik atau geser desain dari suatu baut snug-tightened atau baut kekuatan-
tinggi pra-tarik atau bagian berulir harus ditentukan sesuai dengan keadaan batas
dari keruntuhan tarik dan keruntuhan geser sebagai berikut
ϕRn = 075 fn AB
Dimana
AB = Luas penampang baut
fn = kuat nominal baut terhadap tarik (fnt) atau geser (fnv) (tabel 225)
Kekuatan tarik yang tersedia dari baut yang menahan kombinasi gaya tarik dan
geser harus ditentukan sesuai dengan keadaan batas dari keruntuhan geser sebagai
berikut
ϕRn = 075 fnrsquo AB
dan
fnrsquo = 13 fnt -
frv lt fnt
dimana
fnrsquo = tegangan tarik nominal yang dimodifikasi mencakup efek tegangan
geser ksi (MPa)
fnt = tegangan tarik nominal dari Tabel 225 ksi (MPa)
fnv = tegangan geser dari Tabel 225 ksi (MPa)
frv = tegangan geser yang diperlukan ksi (MPa)
Tegangan geser yang tersedia dari sarana penyambung sama dengan atau melebihi
tegangan geser yang diperlukanfrv
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
66
Catatan Catatan bahwa bila tegangan yang diperlukan f baik geser atau tarik
yang kurang dari atau sama dengan 30 persen dari tegangan yang tersedia yang
sesuai efek kombinasi tegangan tidak perlu diperiksa
Tabel 226 Kekuatan nominal pengencang dan bagian yang berulir ksi (MPa)
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015) Tabel 227 Dimensi Lubang Nominal mm
Diameter
Baut
Dimensi LubangStandar
(Diameter)Ukuran-lebih
(Diameter)Slot-Pendek
(Lebar x Panjang)Slot-Panjang
(Lebar x Panjang)M16 18 20 18 x 22 18 x 40M20 22 24 22 x 26 22 x 50M22 24 28 24 x 30 24 x 55M24 27[a] 30 27 x 32 27 x 60M27 30 35 30 x 37 30 x 67M30 33 38 33 x 40 33 x 75ge M36 d + 3 d + 8 (d + 3) x (d + 10) (d + 3) x 25d
[a] Izin yang diberikan memungkinkan penggunaan baut 1 in jika diinginkan (Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015)
Deskripsi Pengencang Kekuatan Tarik
Nominal Fnt ksi (MPa)[a]
Kekuatan Geser Nominal dalam Sambungan Tipe-
Tumpu Fnv ksi (MPa)[b]
Baut A307 45 (310) 27 (188) [c][d]
Baut group A (misal A325) bila ulir tidak dikecualikan dari bidang geser
90 (620) 54 (372)
Baut group A (misal A325) bila ulir tidak termasuk dari bidang geser
90 (620) 68 (457)
Baut A490 atau A490M bila ulir tidak dikecualikan dari bidang geser
113 (780) 68 (457)
Baut A490 atau A490M bila ulir tidak termasuk dari bidang geser
113 (780) 84 (579)
Bagian berulir yang memenuhi persyaratan Pasal A34 bila ulir tidak dikecualikan dari bidang geser
075 Fu 0450 Fu
Bagian berulir yang memenuhi persyaratan Pasal A34 bila ulir tidak termasuk dari bidang geser
075 Fu 0563 Fu
[a]untuk baut kekuatan tinggi yang menahan beban fatik tarik[b]Untuk ujung sambungan yang dibebani dengan panjang pola pengencang lebih besar dari 38 in (965 mm) Fnv harus direduksi sampai 833 dari nilai tabulasi Panjang pola pengencang merupakan jarak maksimum sejajar dengan garis gaya antara sumbu baut-baut yang menyambungkan dua bagian dengan satu permukaan lekatan [c]Untuk baut A307 nilai yang ditabulasikan harus direduksi sebesar 1 persen untuk setiap 116 in (2 mm) di atas diameter 5 dari panjang pada pegangangrip tersebut [d]Ulir diizinkan pada bidang geser
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
67
(a) Sambungan tidak diperkaku (b) Sambungan diperkaku (c) Sambungan diperkaku + pengaku kolom
Tabel 228 Jarak tepi minimum dari pusat lubang standar ke tepi dari bagian
yang disambung
Diameter Baut (mm) Jarak Tepi Minimum 16 22 20 26 22 28 24 30 27 34 30 38 36 46
Di atas 36 125d [a]Jika diperlukan jarak tepi terkecil diizinkan asalkan ketentuan yang sesuai Pasal J310 dan J4 dipenuhi tetapi jarak tepi yang kurang dari satu diameter baut tidak diizinkan tanpa persetujuan dari Insinyur yang memiliki izin bekerja sebagai perencana [b]Untuk ukuran-berlebih atau lubang-lubang slot lihat Tabel J35M
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015)
Beberapa aplikasi dari sambungan baut adalah sambungan pemikul momen dan
sambungan geser Prinsip dasar dari sambungan baut adalah baut menahan gaya
geser dan gaya tarik
1 Sambungan pemikul momen
Gambar 217 Sambungan pemikul momen menurut AISC 2003
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
68
Gambar 219 Menentukan Muc
Perencanaan sambungan baut untuk balok kolom lebih kuat dari profil yang
disambung untuk menghindari prilaku sambungan yg runtuh getas Momen
rencana untuk sambungan adalah
- Sambungan tidak diperkaku
Muc = Mp + Vu (k) k terkecil dari d atau 3b
- Sambungan diperkaku
Muc = Mp + Vu (Lst + tp)
Gambar 218 Lokasi sendi plastis
Lst =
Gambar 220 Geometri sambungan end-plate
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
69
Sambungan end-plate pada umum nya mempunya 2 buat setiap baris jika dibebani
sampai kondisi ultimate maka reaksi setiap baut adalah 2Pt kapasitas sambungan
tanpa efek prying maka momen kapasitas sambungan adalah jumlah kumulatif
statis momen gaya reaksi baut tarik 2Pt terhadap titik resultan desak di pusat berat
pelat sayap profil (Dewobroto 2016) Kuat sambungan berdasarkan baut tanpa efek
prying adalah
ϕMnp = 2 ϕPt sum
= 2 ϕPt sum (h0 + h1 + h3 hellip hi)
Dimana
Mnp = kapasitas sambungan end-plate didasarkan pada kuat tarik tanpa
efek prying
Pt = gaya reaksi tarik baut
Gambar 221 Momen kopel baut tarik terhadap sayap tekan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
70
Tabel 229 Kapasitas sambungan end-pelat menurut AISC 2003
No Kapasitas Sambungan
1
Konfigurasi 4 baut tanpa pengaku
2
Konfigurasi 4 baut dengan pengaku
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
71
Tabel 229 Kapasitas sambungan end-pelat menurut AISC 2003 (lanjutan)
No Kapasitas Sambungan
3
Konfigurasi 6 baut tanpa pengaku
4
Konfigurasi 8 baut tanpa pengaku
Sumber Extended end-plateed moment connections seismic and wind applications AISC 2003
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
72
2 Sambungan Geser
Gambar 222 Sambungan balok anak ke balok induk
Perencanaan sambungan baut untuk geser juga harus lebih kuat dari profil yang
disambung untuk menghindari prilaku sambungan yg runtuh getas Gaya geser
rencana untuk sambungan adalah gaya geser ultimate balok anak sehingga
jumlah baut yg diperlukan adalah
=
Dimana
= kuat geser nominal profil
= kuat geser minimum baut
223 Disain untuk stabilitas
Stabilitas harus disediakan untuk struktur secara keseluruhan dan untuk setiap
elemennya Efek terhadap stabilitas struktur dan elemen-elemennya harus
memperhitungkan hal-hal berikut
1 lentur geser dan deformasi komponen struktur aksial dan semua deformasi
lainnya yang memberi kontribusi terhadap perpindahan struktur
2 efek orde-kedua (kedua efek P-∆ dan P-δ)
3 ketidaksempurnaan geometri
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
73
4 reduksi kekakuan akibat inelastisitas
5 ketidakpastian dalam kekakuan dan kekuatan Semua efek yang bergantung
beban harus dihitung di level pembebanan sesuai dengan kombinasi beban
Direct Analysis Method (DAM) dibuat untuk mengatasi keterbatasan Effective
Length Method (ELM) yang merupakan strategi penyederhanaan analisis cara
manual Akurasi DAM dapat diandalkan karena memakai komputer dan
mempersyaratkan program analisis struktur yang dipakai seperti
1 Dapat memperhitungkan deformasi komponen-komponen struktur dan
sambungannya yang mempengaruhi deformasi struktur keseluruhan
Deformasi komponen yang dimaksud berupa deformasi akibat lentur aksial
dan geser Persyaratan ini cukup mudah hampir sebagian besar program
komputer analisa struktur berbasis metoda matrik kekakuan apalagi
lsquometoda elemen hinggarsquo yang merupakan algoritma dasar ana-lisa struktur
berbasis komputer sudah memasukkan pengaruh deformasi pada elemen
formulasinya (Dewobroto 2013)
2 Pengaruh Orde ke-2 (P-Δ amp P-δ) Program komputer yang dapat
menghitung gaya-gaya batang dengan analisa struktur orde ke-2 yang
mempertimbangkan pengaruh P-Δ dan P-δ adalah sangat penting dan
menentukan Umumnya program komputer komersil bisa melakukan
analisa struktur orde ke-2 meskipun kadangkala hasilnya bisa berbeda satu
dengan lain-nya Oleh karena itu diperlukan verifikasi terhadap kemam-
puan program komputer yang dipakai Ketidaksempurnaan terjadi ketika
program ternyata hanya mampu memperhi-tungkan pengaruh P-Δ saja
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
74
tetapi tidak P-δ Adapun yang dimaksud P-Δ adalah pengaruh pembebanan
akibat terjadinya perpindahan titik-titik nodal elemen sedangkan P-δ adalah
pengaruh pembebanan akibat deformasi di elemen (di antara dua titik nodal)
(Dewobroto 2013) seperti terlihat pada Gambar 28 di bawah
Gambar 223 Pengaruh Orde ke-2 (AISC 2010)
3 Perhitungan stabilitas struktur modern didasarkan anggapan bah-a
perhitungan gaya-gaya batang diperoleh dari analisa struktur elastik orde-2
yang memenuhi kondisi keseimbangan setelah pembebanan yaitu setelah
deformasi Ketidak-sempurnaan atau cacat dari elemen struktur seperti
ketidaklurusan batang akibat proses fabrikasi atau konsekuensi adanya
toleransi pelaksanaan lapangan akan menghasilkan apa yang disebut efek
destabilizing Adanya cacat bawaan (initial imperfection) yang
mengakibatkan efek destablizing dalam Direct Analysis Method (DAM)
dapat diselesaikan dengan dua cara yaitu [1] cara pemodelan langsung cacat
pada geometri model yang dianalisis atau [2] memberikan beban notional
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
75
(beban lateral ekivalen) dari sebagian prosentasi beban gravitasi (vertikal)
yang bekerja Cara pemodelan langsung dapat diberikan pada titik nodal
batang yang digeser untuk sejumlah tertentu perpindahan yang besarnya
diambil dari toleransi maksimum yang diperbolehkan dalam perencanaan
maupun pelaksanaan Pola penggeseran titik nodal pada pemodelan
langsung harus dibuat sedemikian rupa sehingga memberikan efek
destabilizing terbesar Pola yang dipilih dapat mengikuti pola lendutan hasil
pembebanan atau pola tekuk yang mungkin terjadi Beban notional
merupakan beban lateral yang diberikan pada titik nodal di semua level
berdasarkan prosentasi beban vertikal yang bekerja di level tersebut dan
diberikan pada sistem struktur penahanbeban gravitasi melalui rangka atau
kolom vertikal atau dinding sebagai simulasi pengaruh adanya cacat
bawaan (initial imperfection)Beban notional harus ditambahkan bersama-
sama beban lateral lain juga pada semua kombinasi kecuali kasus tertentu
yang memenuhi kriteria pada Section C22b(1) (SNI 1729 2015) Besarnya
beban notional adalah
Ni = 0002 α Yi
Dimana
α = 16 untuk metode tegangan izin dan 10 untuk metode ultimit
Ni = Beban notional yang digunakan pada level i
Yi = Beban grafitasi yang digunakan pada level i
Nilai 0002 mewakili nilai nominal rasio kemiringan tingkat (story out of
plumbness) sebesar 1500 yang mengacu AISC Code of Standard Practice
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
76
Jika struktur aktual ternyata punya kemiringan tingkat berbeda lebih besar
tentunya maka nilai tersebut tentunya perlu ditinjau ulang Beban notional
pada level tersebut nantinya akan didistribusikan seperti halnya beban
gravitasi tetapi pada arah lateral yang dapat menimbulkan efek
destabilizing terbesar Jadi perlu beberapa tinjauanPada bangunan gedung
jika kombinasi beban belum memasukkan efek lateral maka beban notional
diberikan dalam dua arah alternatif ortogonal masing-masing pada arah
positip dan arah negatif yang sama untuk setiap level Sedangkan untuk
kombinasi dengan beban lateral maka beban notional diberikan pada arah
sama dengan arah resultan kombinasi beban lateral pada level tersebut Jadi
penempatan notional load diatur sedemikian rupa agar jangan sampai hasil
akhir kombinasinya akan lebih ringan Bukankah notional load adalah
untuk memodelkan ketidaksempurnaan (Dewobroto 2015)
Adanya leleh setempat (partial yielding) akibat tegangan sisa pada profil
baja (hot rolled atau welded) akan menyebabkan pelemahan kekuatan saat
mendekati kondisi batasnya Kondisi tersebut pada akhirnya menghasilkan
efek destabilizing seperti yang terjadi akibat adanya geometry imperfection
Kondisi tersebut pada Direct Analysis Method (DAM) akan diatasi dengan
penyesuaian kekakuan struktur yaitu memberikan faktor reduksi kekakuan
Nilainya diperoleh dengan cara kalibrasi dengan membandingkannya
dengan analisa distribusi plastisitas maupun hasil uji test empiris (Galambos
1998) Faktor reduksi kekakuan EI=08τbEI dan EA=08EA dipilih DAM
dengan dua alasan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
77
Pertama Portal dengan elemen langsing yang kondisi batasnya ditentukan
oleh stabilitas elastis maka faktor 08 pada kekakuan dapat
menghasilkan kuat batas sistem sebesar 08 times kuat tekuk
elastisHal ini ekivalen dengan batas aman yang ditetapkan pada
perencanaan kolom langsing memakai Efective Length Method
persamaan E3-3 (SNI 1729 2015) yaitu φPn = 09 (0877 Pe) =
079 Pe
Kedua Portal dengan elemen kaku stocky dan sedang faktor
08τb dipakai memperhitungkan adanya pelemahan (softening)
akibat kombinasi aksial tekan dan momen lentur Jadi kebetulan
jika ternyata faktor reduksi kolom langsing dan kolom kaku
nilainya saling mendekati atau sama Untuk itu satu faktor reduksi
sebesar 08τb dipakai bersama untuk semua nilai kelangsingan
batang (SNI 1729 2015 C23(1)) (Dewobroto 2015)
Faktor τb mirip dengan reduksi kekakuan inelastis kolom akibat hilangnya
kekakuan batang Untuk kondisi Pr le 05Py dimana Pr= adalah gaya tekan
perlu hasil kombinasi LRFD
τb = 1
Jika gaya tekannya besar yaitu Pr gt 05Py maka
τb = 4 [ 1 - ]
Pemakaian reduksi kekakuan hanya berlaku untuk memperhitungkan
kondisi batas kekuatan dan stabilitas struktur baja dan tidak digunakan pada
perhitungan drift (pergeseran) lendutan vibrasi dan penentuan periode
getar Untuk kemudahan pada kasus τb = 1 reduksi EI dan EA dapat
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
78
diberikan dengan cara memodifikasi nilai E dalam analisis Tetapi jika
komputer program bekerja semi otomatis perlu diperhatikan bahwa reduksi
E hanya diterapkan pada 2nd order analysis Adapun nilai modulus elastis
untuk perhitungan kuat nominal penampang tidak boleh dikurangi seperti
misal saat perhitungan tekuk torsi lateral pada balok tanpa tumpuan lateral
(Dewobroto 2015) Bebanan notional dapat juga dipakai untuk antisipasi
pelemahan kekakuan lentur τb akibat kondisi inelastic adanya tegangan
residu Strategi ini cocok untuk menyederhanakan perhitungan DAM pada
batang dengan gaya tekan besar αPr gt 05Py dimana nilai τb lt 10 Jika
strategi ini akan dipakai maka τb = 10 dan diberikan beban notional
tambahan sebesar
Ni = 0001 α Yi
Dimana
α = 16 untuk metode tegangan izin dan 10 untuk metode ultimit
Ni = Beban notional yang digunakan pada level i
Yi = Beban grafitasi yang digunakan pada level i
Beban tersebut diberikan sekaligus bersama beban notional yang
merepresentasikan cacat geometri bawaan (initial imperfection) karena
sifatnya memperbesar maka beban notional akhir menjadi Ni=0003Yi
sedangkan τb = 10 untuk semua kombinasi beban (Dewobroto 2015)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
79
BAB III
METODE PENELITIAN
31 Persiapan
Tahap ini merupakan rangkaian kegiatan sebelum melakukan pengumpulan
dan pengolahan data Tahap ini meliputi kegiatan-kegiatan sebagai berikut
1 Menentukan judul Tugas Akhir
2 Pembuatan proposal Tugas Akhir
3 Studi pustaka terhadap materi sebagai garis besar
32 Bagan Alir
MULAI
PENGUMPULAN DATA
STUDI LITERATUR
TAHAP DESAIN DATA
Perhitungan beban mati
Perhitungan beban hidup
Perhitungan beban angin
Perhitungan beban gempa
PENGOLAHAN DATA
A Pradimensi dan kontrol struktur sekunder B Analisa struktur primer dengan bantuan etabs 2015
(efek P-∆ dan P-δ) dan kontrol manual C Disain sambungan balok kolom dan sambungan
balok balok
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
80
Gambar 31 Diagram Alir Penelitian
321 Mulai
322 Pengumpulan Data
Pengumpulan data data yang di gunakan dalam perencanaan struktur baja
seperti profil yang di gunakan kuat tarik baja yang tersedia dan kuat tekan beton
rencana
323 Studi Literatur
Studi literatur bermula dari pengumpulan teori-teori yang berhubungan
dengan disain baja dan system rangka baja pemikul momen khusus Selain itu
dikumpulkan juga data-data yang berhubungan dengan tugas akhir ini seperti data
pembebanan gedung yang diambil dari peraturan pembebanan untuk gedung 1983
HASIL DAN PEMBAHASAN
Dimensi struktur sekunder Dimensi struktur primer Rencana Sambungan
SELESAI
KESIMPULAN DAN SARAN
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
81
dan rumus-rumus yang akan digunakan dalam perhitungan berdasarkan metode
Load and Resistance Factor Design (LRFD)
324 Tahap Desain Data
Pada tahap desain data hal pertama yang dikerjakan adalah menghitung
pembebanan pada struktur sekunder Perhitungan pembebanan berdasarkan
PPURG 1983 Beban-beban yang bekerja hanya beban mati dan beban hidup
Struktur sekunder meliputi pelar metal deck pelat baja gording dan tangga
Setelah perhitungan pembebanan selesai tahap selanjutnya adalah
melakukan pradimensi ketebalan pada pelat dan pradimensi profil pada gording dan
tangga Kemudian hasil pradimensi akan dikontrol apakah dimensi yang di
asumsikan sudah memenuhi syarat atau belum sesuai dengan besarnya gaya-gaya
dalam yang bekerja pada masing masing struktur sekunder tersebut Jika sudah
memenuhi syarat maka reaksi dari masing masing struktur sekunder tersebut akan
di jadikan beban pada struktur primer Struktur primer yang sudah di pradimensi
akan di analisa dengan menggunakan kombinasi kombinasi beban mati beban hidup
dan beban gempa dengan bantuan software etabs 2015 Selanjutkan output dari
etabs berupa momen lentur gaya lintang dan gaya normal pada masing masing
balok dan kolom akan di kontrol secara manual dengan metode LRFD yang
mengacu kepada SNI 1729 2015
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
82
325 Pengolahan Data
325a Analisa Struktur Manual Dengan Metode LRFD
Pada tahap analisa struktur manual dengan metode LRFD bagian yang akan
dianalisa adalah mengontrol momen lentur dan gaya geser yang terjadi pada balok
komposit Pada kolom di kontrol kombinasi gaya tekan dan lentur dua arah serta
gaya geser Lalu selanjutnya adalah melakukan kontrol terhadap pradimensi apakah
sudah memenuhi syarat atau belum
325b Analisa sambungan balok kolom
Analisa sambungan dilakukan untuk mendapatkan jumlah baut tebal pelat
penyambung tebal las pada Balok dan kolom analisa sambungan pemikul momen
menggunakan momen plastis penampang sebagai momen ultimit sehingga
kekuatan sambungan sama dengan atau lebih besar dari kekuatan profil sedangkan
pada sambungan sendi digunakan gaya geser ultimate sebagai gaya geser rencana
326 Hasil dan Pembahasan
Dimensi struktur sekunder dan dimensi struktur primer yang memenuhi
syarat keamanan dan kenyamanan Rekapitulasi stress ratio pada balok komposit
dan kolom yang ada di struktur primer Stress ratio sendiri adalah perbandingan
gaya terfaktor dibagi dengan gaya terkoreksi yang artinya jika stress ratio lebih
besar dari satu (1) maka struktur dinyatakan tidak memenuhi syarat keamanan
327 Kesimpulan dan Saran
328 Selesai
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
83
BAB IV
HASIL DAN PEMBAHASAN
41 Disain Struktur Sekunder
411 Pelat Floor deck
Gambar 41 Tributari area elevasi +580 m
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat sendiri pelat 012 x 1 x 2400 = 288 kgm
Berat spesi 002 x 1 x 2100 = 42 kgm
Berat keramik 001 x 1 x 2400 = 24 kgm +
qdl = 354 kgm
2 Beban hidup (life load)
Berdasarkan PPPURG 1987 beban hidup untuk lantai pabrik 400 kgm2
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
84
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 354 = 4956 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 354 + 16 x 400 = 10648 kgm
sehingga digunakan qu = 10648 kgm
B Dimensi Floor Deck
Berdasarkan SNI ndash 03 ndash 2847 ndash 2002 pasal 103 didapat momen positif
maximum untuk pelat satu arah adalah
Gambar 42 Distribusi momen untuk pelat satu arah
=
=
= 30422 kg m
Dicoba smartdeck BMT 07 mm
Gambar 43 Diagram tegangan momen kopel (positif) floor deck
d = h ndash c = 120 ndash 255 = 945 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
85
a =
=
= 239867 mm
ϕMn = 08 As fy ( d- )
ϕMn = 08 x 92676 x 550 ( 945 -
)
ϕMn = 33644 kg m gt Mu = 30422 kg m ( OK )
C Dimensi Wiremesh
Berdasarkan SNI ndash 03 ndash 2847 ndash 2002 pasal 103 didapat momen negatif
maximum untuk pelat satu arah adalah
=
=
= 42592 kg m
Dicoba wiremesh M-8 ( AST = 33493 mm2 )
Gambar 44 Diagram tegangan momen kopel (negatif) floor deck
d = h - selimut ndash 05 ϕ = 120 ndash 20 ndash 05 x 8 = 96
a =
=
= 1083 mm
ϕMn = 08 As fy ( d- )
ϕMn = 08 x 33493 x 400 ( 96 -
)
ϕMn = 970955 kg m gt Mu = 42592 kg m ( OK )
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
86
412 Balok Anak Pelat Floor Deck
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat floof deck = 2 x 354 = 708 kgm
Berat WF 300 x 150 x 55 x 8 = 32 = 32 kgm +
qdl = 740 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup pelat = 2 x 400 = 800 kgm
qll = 800 kgm
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 740 = 1036 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 740 + 16 x 800 = 2168 kgm
sehingga digunakan qu = 2168 kgm
B Momen ultimate
MMAX = qu l2
MMAX = 2168 x 82
MMAX = 17344 kg m
C Kontrol momen
- menentukan lebar efektif pelat beton
1 be lt
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
87
be lt
be lt 1
2 be lt bo
be lt 1
sehingga digunakan be = 1 meter
akibat adanya lubang pada floor deck maka digunakan bekivalen
bekivalen =
=
= 810 mm
- Menentukan nilai n
Ebeton = 4700 = 4700 radic25 = 23500
Ebaja = 200000
n = = = 851
- Menentukan lebar transformasi penampang beton
=
= 951 cm
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Pelat Beton 11412 6 68472 Floor Deck 1867 945 17643 Profil WF 3766 245 92267
sum 17045 sum 178382
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
88
ẏ = sum
sum =
= 1046 cm
Titik berat berada di pelat beton
a =
=
= 4938 mm
d1 = 05hprofil + tpelat = 125 + 120 = 245 mm
d2 = hprofil ndash ċ = 120 ndash 1713 = 10287
ϕMn = 09 As fy ( d1- )
ϕMn = 09 x [ 3766 x 240 x ( 245 -
) +118843 550 ( 10287 -
) ]
ϕMn = 1792124 + 102396
ϕMn = 189452 kg m gt Mu = 17344 kg m ( OK )
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
89
D Dimensi Penghubung Geser (Shear Conector)
Gaya horizontal akibat aksi komposit penuh
Vh = 085 a b = 085 x 4938 x 1000 x 25 = 1049325 N
Digunakan Stud connector ⅝rdquo luas satu buah stud connector adalah
Asc = d2 = 158752 =19801 mm2
Kuat geser satu buah shear connector
Qn = 05 Asc lt Rg Rp Asc fu
Qn = 05 x 19801 x radic25 23500 lt 085 x 075 x 19801 x 550
Qn = 7588676 N lt 69427
Jumlah shear connector yang di butuhkan
N = = = 151 ~ 16 buah untuk setengah bentang
Total kebutuhan shear connector adalah 32 buah untuk semua bentang Jika
dipasang dua buah shear connector pada setiap penampang melintang maka
jarak shear connector adalah
S = = 500 mm
Smin = 6d = 6 x 15875 = 9525 mm
Smax = 8t = 8 x 120 = 960 mm
Strans = 4d = 4 x 15875 = 635 mm
Sehingga digunakan shear connector 2 x (⅝rdquo x 65 cm) dengan jarak 20 cm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
90
E Kontrol Geser
Menghitung gaya geser ultimate
Vu = qu l = x 2168 x 8 = 8672 kg
Menghitung gaya geser nominal
ϕVn = 09 (06 fy) h tw
ϕVn = 09 x 06 x 240 x 264 x 55
ϕVn = 20243 kg gt Vu = 8672 kg (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
91
413 Pelat Chekered
Gambar 45 Tributari area elevasi +1070 m
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat pelat 45 mm = 00045 x 1 x 7850 = 35325 kgm
2 Beban hidup (life load)
Berdasarkan PPPURG 1987 beban hidup untuk lantai pabrik 400 kgm2
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 35325 = 49455 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 35325 + 16 x 400 = 68239 kgm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
92
sehingga digunakan qu = 68239 kgm
B Momen Maximum
Berdasarkan SNI ndash 03 ndash 2847 ndash 2002 pasal 103 didapat momen maximum
untuk pelat satu arah adalah
Gambar 46 Distribusi momen untuk pelat satu arah
=
=
= 2557 kg m
C Momen Nominal
ϕMn = 09 zx fy
= 09 x ( b d2 ) x fy
= 09 x ( 1000 x 452 ) x 240
= 10935 kg m gt Mu = 2557 kg m OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
93
414 Siku Pengaku Pelat Lantai Chekred
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat pelat 45 mm = 00045 x 06 x 7850 = 21195 kgm
Berat L 70 x 70 x 6 = 638 = 638 kgm +
= 27575 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup pelat = 06 x 400 = 240 kgm
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 27575 = 35805 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 27575 + 16 x 240 = 41469 kgm
sehingga digunakan qu = 41469 kgm
B Momen Maximum
=
=
= 7465 kg m
C Momen Nominal
My = sx fy
= 7330 x 240
= 17592 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
94
Me =
=
= 13524 kg m
Me gt My
Mn = [ 192 ndash 117 ] Me lt 15 My
= [ 192 ndash 117
] My lt 15 My
= 1498 My lt 15 My
ϕMn = 09 x 1498 x My
= 09 x 1498 x 17592
= 23717 kg m gt Mu = 7465 kg m OK
C Geser Nominal
lt 11
lt 11
1 lt 34785 ~gt cv = 1
ϕVn = 09 06 Aw fy cv
= 09 x 06 x 70 x 7 x 240 x 1
= 63504 kg gt Vu = (05 x l x qu = 2488 kg)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
95
415 Balok Anak Pelat Chekered
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat L 70 x 70 x 6 = 638 x 12 x 13 = 99528 kg
Berat ekivalen siku = =
= 12441 kgm
Berat pelat 45 mm = 00045 x 12 x 7850 = 42390 kgm
Berat WF 200 x 150 x 6 x 9 = 30600 = 30600 kgm
Berat L 70 x 70 x 6 = 12441 = 12441 kgm +
= 85431 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup pelat = 12 x 400 = 480 kgm
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 85431 = 11960 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 76131 + 16 x 480 = 87052 kgm
sehingga digunakan qu = 87052 kgm
B Momen Maximum
=
=
= 696414 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
96
C Menentukan momen nominal
Lp = = radic
36 = 18357 cm
L lt Lp
Mp = zx fy
= [(btf(h-tf)) + 05(h-2tf)2tw)] fy
= [(150 x 9 x (200 ndash 9)) + 05(200 ndash 2 x 9)2 x 6)] x 240
= 857332 kg m
ϕMn = 09 Mp
= 09 x 857332
= 771599 kg m gt Mu = 696414 kg m OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
97
416 Gording
Gambar 47 Rencana atap elevasi +1250 m dan +3550 m
Jarak antara Gording = 14 meter
Panjang gording = 6 meter
Sudut kemiringan atap = 10o
Berat atap (BMT 045) = 657 kgm2
Isolation rockwool = 25 kgm2
Profil gording = CNP 150 x 50 x 20 x 32 = 7 kgm
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat isolation rockwool = 14 x 25 = 35 kgm
Berat atap = 14 x 657 = 92 kgm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
98
Berat gording = 70 = 70 kgm +
qdl = 512 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup di tengah gording = 100 kg
3 Beban angin
Gambar 48 Kecepatan angin
Kecepatan angin maximum adalah 35 KNOT yaitu 6482 kmjam ( 18 ms )
P = = = 2026 kgm2
Tekanan angin minimum di laut dan di tepi laut sampai sejauh 5 km dari pantai
diambil minimum 40 kgm2 Sehingga digunakan tekanan angin 40 kgm2
Koefisien angin tekan = 002α - 04 = 002 (10) - 04 = - 02
Koefisien angin hisap = - 04
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
99
qtekan = -02 x 40 = 8 kgm2
qhisap = -04 x 70 = 16 kgm2
B Menghitung momen momen pada gording
1 akibat beban mati
Mx = qdl cosα = 512 x cos10 x 62 = 226899 kg m
My = qdl sinα = 512 x sin10 x 22 = 445 kg m
2 akibat beban hidup
Mx = P cosα lx = 100 x cos10 x 6 = 147721 kg m
My = P sinα ly = 100 x sin10 x 2 = 8682 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
100
3 akibat beban angin
Mtekan = qwl = (-8) x cos10 x 62 = -3545 kg m
Mhisap = qwl = (-16) x sin10 x 62 = -709 kg m
No Kombinasi Beban Sumbu x Sumbu y 1 14 DL 3176586 623 2 12 DL + 05La 3461393 9681 3 12 DL + 16 La 5086324 192312 4 12 DL + 13 W + 05La 4465911 -188234 5 12 DL + 16 La + 08 W 4802724 -374888 6 09 DL + 13 W 2261938 -8683
Sehingga didapat momen maximum adalah
Mx = 508632 kg m
My = 19231 kg m
C Menentukan momen nominal
Lp = = radic
181 = 92 cm
J = [ 2b + h ]
= [ 2 x 50 x 323 + 150 x 323 ]
= 2730 6667 mm
Cw = [
]
=
[
]
= 750 x 106
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
101
=
=
= 11512931
= 4 2
= 4
]2
= 3141 x 10-4
=
1 1
=
1 1 3141 10 240 70
= 25044 cm
Lp lt L lt Lr
Mp = zx fy
= [(btf(h-tf)) + 05(h-2tf)2tw)] fy
= [(50 x 32 x (150 ndash 32)) + 05(150 ndash 2 x 32)2 x 32)] x 240
= 95963 kg m
Mr = Sx fr
= 37400 x (240 ndash 70)
= 6358 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
102
ϕMnx = 09 ( Mp ndash ( Mp- Mr)
)
= 09 ( 95963 ndash (95963 ndash 6358)
)
= 66984 kg m gt Mu = 508632 kg m OK
ϕMny = 09 Sy fy
= 09 x 8200 x 240
= 17712 kg m gt Mu = 19231 kg m OK
kontrol syarat momen lentur
+ lt 10
+
lt 10
0867 lt 10 OK
D Lendutan
=
+
=
+
= 15194 + 7913
= 23107 mm
=
+
=
+
= 0331 + 0516
= 0846 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
103
δ =
= 23107 0846
= 23122 mm
δizin = = = 25 mm gt δ = 23112 mm OK
417 Sagrod (Batang Tarik)
Gambar 49 Rencana sagrod
Rencana digunakan sagrod Oslash 10 mm
A Beban yang bekerja
1 Beban mati
- Gording luar
Berat atap = 2 x 14 x 657 x sin 10o = 31944 kg
Berat gording = 2 x 7 x sin 10o = 24310 kg +
sum = 56254 kg
- Gording dalam
Berat atap = 2 x 14 x 657 x sin 10o = 31944 kg
Berat gording = 2 x 7 x sin 10o = 24310 kg
Isolation rockwoll = 2 x 14 x 25 x sin 10o = 121553 kg +
sum = 177807 kg
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
104
2 Beban hidup
- Gording luar
Beban tak terduga = 200 x sin 10o = 347296 kg
- Gording dalam
Beban tak terduga = 100 x sin 10o = 173648 kg
B Gaya ultimate pada sagrod
PDL = Gording Luar + 10 Gording Dalam + Berat sagrod
= 56254 + (10 x 177807) + (0617 x 14)
= 1920704 kg
PLL = Gording Luar + 10 Gording Dalam
= 347296 + (10 x 173648)
= 2083776 kg
Kombinasi Pu kg
14 DL 288899
12DL + 16LL 563888
Digunakan 2 buah sagrod sehingga Pu sagrod adalah 5638882 = 281944 kg
C Menentukan Gaya Nominal Sagrod
Kekuatan leleh tarik pada penampang bruto
ϕPn = 09Asfy
= 09 x 785 x 240
= 16955 kg
Kekuatan tarik pada penampang netto
ϕPn = 075Asfu
= 075 x (09 x 785) x 370
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
105
= 19605 kg
Sehingga ʹϕPn yang digunakan adalah 16955 kg
Stress ratio = =
= 017 lt 1 OK
418 Ikatan Angin
Ikatan angin akan didisain menggunakan besi beton karena kelangsingan besi
beton sangat kecil maka batang hanya didisain terhadap tarik
Gambar 410 Tributri area ikatan angin
Dicoba menggunakan ikatan angin Oslash 22 mm
Data data geometri
x = 12 tanα = 12 tan 10o = 21159 m
h1 = 71 + x = 71 + 21159 = 92159 m
β
60925 60925 60925 60925
60000
60000 60000 60000 60000
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
106
h2 = 71 + 075x = 71 + 15869 = 86869 m
h3 = 71 + 025x = 71 + 05289 = 76289 m
tan β =
= 09848 β = 445617o
sin β = 07016
cos β = 07126
Koefisien angin C = 09
F1 = CPa λ
= 09 x 40 x 6 x
= 193350 kg
F2 = CPa λ
= 09 x 40 x 6 x
= 176210 kg
F3 = CPa λ
= 09 x 40 x 6 x
= 159072 kg
R = 05F1 + F2 + F3 = 96675 + 176210 + 159072 = 431957 kg
A Gaya Ultimate Pada Ikatan Angin
Gaya batang akan dihitung dengan menggunakan analisa keseimbangan titik
buhul
- Titik A
sumV = 0 sum H = 0
R + S1 = 0 H1 = 0
S1 = - R
S1 = - 431957 kg
- Titik B
sumV = 0 sum H = 0
F3 + S1 + D1sinβ = 0 H2 + D1cosβ = 0
D1 = -
H2 = - D1cosβ
R
S1
H1
H2
S1
F3
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
107
S1
D1 = -
H2 = - 388946 x 07124
D1 = 388946 kg H2 = - 277085 kg
- Titik C
sumV = 0 sum H = 0
S2 + D1sinβ = 0 H3 ndash H1 - D1cosβ = 0
S2 = - D1sinβ H3 = 0 + D1cosβ
S2 = - 388946 x 07016 H3 = 388946 x 07124
S2 = - 272885 kg H2 = 277085 kg
- Titik D
sumV = 0
F2 + S2+ D2sinβ = 0
D2 = -
D2 = -
D2 = 137792 kg
Gaya batang maximum pada ikatan angin 388946 kg
Pu = 16 WL = 16 x 388946 = 622314 kg
B Gaya Nominal Ikatan Angin
Kekuatan leleh tarik pada penampang bruto
ϕPn = 09Asfy
= 09 x 3801 x 240
= 821016 kg
Kekuatan tarik pada penampang netto
ϕPn = 075Asfu
= 075 x (09 x 3801) x 370
= 949299 kg
H3 H1
S2
F2
H2 H4
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
108
Sehingga ʹϕPn yang digunakan adalah 821016 kg
Stress ratio = =
= 076 lt 1 OK
419 Tangga
Gambar 411 Rencana tangga
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Pipa 15rdquo 36 x [ (2x4942) + (8x1) + (4x03)] = 687 kg
Pipa 1rdquo = 18 x [ (4x4942) + (8x03)] = 399 kg
Pelat 45 mm = 35325 x 03 x 1 x 16 = 1696 kg +
= 27816 kg
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
109
= =
= 56285 kgm
Digunakan profil UNP 200 x 80 x 75 x 11
= +
= 56285 + 246
= 80885 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup tangga = 400 kgm
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 80885 = 113239 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 80885 + 16 x 400 = 737062 kgm
sehingga digunakan qu = 737062 kgm untuk 2 profil kanal beban untuk 1
profil kanal adalah = 368521 kgm
B Momen maximum
Mu = q = 368521 x 4942 = 11251 kg m
C Momen nominal
Lp = = radic
238 = 121366 cm
b = b ndash 05tw
= 80 ndash (05 x 75)
= 7625 mm
h = h - tf
= 200 - 11
= 189 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
110
J = [ 2brsquo + hrsquo ]
= [ 2 x 7625 x 113 + 189 x 753 ]
= 94237291 mm
Cw = [
]
=
[
]
=
[
]
= 120 x 108
=
=
= 2474747
= 4 2
= 4
]2
= 18143 x 10-5
=
1 1
=
1 1 18143 10 240 70
= 51792 cm
Lp lt L lt Lr
Mp = zx fy
= [(btf(h-tf)) + 05(h-2tf)2tw)] fy
= [(80 x 11 x (200 ndash 11)) + 05(200 ndash 2 x 11)2 x 75)] x 240
= 684324 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
111
Mr = sx fr
= 195000 x (240 ndash 70)
= 3315 kg m
ϕMnx = 09 ( Mp ndash ( Mp- Mr)
)
= 09 ( 684324 ndash (684324 ndash 3315)
)
= 352568 kg m gt Mu = 11251 kg m OK
42 Disain Struktur Primer
421 Beban beban yang bekerja
4211 Beban gravitasi
a Beban pada floor deck
- Beban mati tambahan (dead load)
Berat spesi 002 x 1 x 2100 = 42 kgm
Berat keramik 001 x 1 x 2400 = 24 kgm +
qdl = 66 kgm
adapun berat sendiri profil dihitung dengan software etabs 2015
- Beban hidup (life load)
Berdasarkan PPPURG 1987
Beban hidup rencana untuk lantai pabrik = 400 kgm2
Koefisien reduksi untuk perencanaan balok induk = 100
Koefisien reduksi untuk peninjauan terhadap masa gempa = 090
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
112
b Beban pada lantai chekered plate
- Beban mati tambahan (dead load)
Berat per 6 meter luas L 70 x 70 x 6 = 638 x 6 x 9 = 34452 kg
Berat ekivalen siku = =
= 957 kgm
- Beban hidup (life load)
Berdasarkan PPPURG 1987
Beban hidup rencana untuk lantai pabrik = 400 kgm2
Koefisien reduksi untuk perencanaan balok induk = 100
Koefisien reduksi untuk peninjauan terhadap masa gempa = 090
4212 Beban angin
- Dinding vertical
Di pihak angin = + 09 x 40 = + 36 kgm2
Di belakang angin = - 04 x 40 = - 16 kgm2
- Atap segi-tiga dengan sudut kemiringan α 10o
Koefisien angin tekan = 002α - 04 = 002 (10) - 04 = - 02
Koefisien angin hisap = - 04
qtekan = -02 x 40 = -8 kgm2
qhisap = -04 x 70 = -16 kgm2
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
113
4213 Beban gempa
Jenis pemamfaatan bangunan = Pabrik (kategori risiko II tabel 27)
Faktor keutamaan gempa Ie = 1 (tabel 28)
Ss = 05g
S1 = 03g
Jenis tanah = Keras (kelas C)
Fa = 12 ( tabel 211 dengan input Ss = 05 )
Fs = 15 ( tabel 212 dengan input S1 = 03 )
SDS = Fa Ss = 12 05 = 040
SD1 = FV S1 = 15 03 = 030
Gambar 412 Respon spectra rencana
Berdasarkan SDS gedung berada di kategori risiko C ( tabel 213 )
Berdasarkan SD1 gedung berada di kategori risiko D ( tabel 214 )
00000
00500
01000
01500
02000
02500
03000
03500
04000
04500
0000 1000 2000 3000 4000 5000
S
T
MEDAN TANAH KERAST S
0000 01600
0075 02800
0113 03400
0150 04000
0750 04000
0750 04000
0830 03614
3070 00977
3310 00906
3550 00845
4030 00744
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
114
Sehingga bangunan akan direncanakan dengan kategori risiko D yaitu sistem
rangka baja pemikul momen khusus Adapun nilai koefisien modifikasi respons
(R) faktor kuat lebih (Ω) dan faktor pembesaran defleksi (cd) adalah
Koefisien modifikasi respons (R) = 8
Faktor kuat lebih (Ω) = 3
Faktor pembesaran defleksi (cd) = 55
1 Gaya gempa statik ekivalen
- Menentukan T
- Ta = Ct -gt Ct = 0724 x = 08 ( tabel 213 )
= 00724 x 37614
= 1318 detik
Tmax = Cu Ta -gt Cu = 14 ( tabel 214 )
= 14 1318
= 1845 detik
Tc = Tx 3438 Ty -3231
Sehingga digunakan T = 1845
- Menentukan nilai C
Cmin = 0044 SDS I gt 001
= 0044 040 1 gt 001
= 00176
Cs = =
= 005
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
115
Cs = =
= 0020
Sehingga digunakan Cs = 0020
- Menentukan berat struktur
Beban mati
Tabel 41 Beban mati struktur (rangka)
Tabel 42 Beban mati struktur (Atap partisi diafragma dll)
Sehingga beban mati total struktur adalah 46021142 kg
Adapun beban hidup total permeter luas adalah 09 x 400 = 360 kgm2
No Jenis Beban Sendiri q kgm L m W Kg
1 H 350 X 350 X 12 X 19 13700 42813 5865313
2 H 300 X 300 X 10 X 15 9400 16583 1558785
3 IWF 300 X 150 X 65 X 9 3670 192448 7062838
4 IWF 350 X 175 X 7 X 11 4960 26850 1331760
5 IWF 250 X 125 X 6 X 9 2960 16455 487059
6 IWF 200 X 200 X 8 X 12 4990 4640 231536
7 IWF 200 X 100 X 55 X 8 2130 135712 2890659
8 CNP 700 85280 596960
9 Sagrod 062 29242 18042
10 Ikatan angin 298 23758 70894
sum 20113845
No Jenis Beban Sendiri q kgm2 A m2 W Kg
1 Floor deck 28800 52636 15159168
2 Chekered plate 45 mm 4777 184206 8798611
3 Clading 446 2200 9812
4 Spandek 498 64700 322206
5 Isolation Rockwool 2500 64700 1617500
sum 25907297
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
116
Tabel 43 Beban hidup struktur
No Beban Hidup q kgm2 A m2 W Kg
1 Floor deck 36000 52636 18948960
2 Chekered plate 45 mm 36000 184206 66314244
sum 85263204
Sehingga berat struktur adalah
WT = WDL + WLL
= 25907297 + 85263204
= 131284346 kg
- Menentukan gaya geser dasar
V = Cs WT
= 0020 131284346
= 2668381 kg
2 Analisis spectrum respons ragam
- Kontrol partisipasi massa ragam
Tabel 44 Waktu getar alami dan partisipasi massa
Case ModePeriod Selisih Waktu
Getar Alami Sum UX Sum UY Sum UZ
sec
Modal 1 3438 870 06918 00161 00022
Modal 2 3139 1911 07121 06293 00025
Modal 3 2539 666 07818 06293 00028
Modal 4 237 1139 0782 06297 00032
Modal 5 21 3948 0782 07018 00037
Modal 6 1271 582 0786 07024 00065
Modal 7 1197 635 09305 07037 00066
Modal 8 1121 660 09308 07038 00084
Modal 9 1047 669 09308 07057 00086
Modal 10 0977 379 09311 07792 00088
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
117
Tabel 44 Waktu getar alami dan partisipasi massa (lanjutan)
Case ModePeriod Selisih Waktu
Getar Alami Sum UX Sum UY Sum UZ
sec
Modal 11 094 1649 09318 08848 00096
Modal 12 0785 382 09332 08849 00099
Modal 13 0755 252 0959 08885 00099
Modal 14 0736 095 09612 09008 00117
Modal 15 0729 727 09627 09114 00125
Modal 16 0676 459 09751 09119 00125
Modal 17 0645 698 09799 09121 00125
Analisa modal pada software etabs 2015 menunjukan bahwa
perbedaan waktu getar sangat sedikit sehingga untuk selanjutnya digunakan
metoda kombinasi kuadrat lengkap (CQC) Pada mode ke 7 partisipasi
massa pada UX sudah mencapai 93 dan pada mode ke 14 partisipasi
massa pada UY sudah mencapai 90 sehingga sudah memenuhi syarat
minimal (90)
- Kontrol base reaction
Tabel 45 Base Reaction
Load CaseCombo
FX FY FZ
KN KN KN
RS U1 Max 2366839 325487 10303
RS U2 Max 290655 2367369 22637
085 VStatik gt VDinamik
085 2668381 gt 2367369
226812 lt 2367369 (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
118
4214 Beban notional
Untuk struktur yang menahan beban gravitasi terutama melalui kolom dinding
atau portal vertikal nominal diijinkan menggunakan beban notional untuk mewakili
efek ketidaksempurnaan awal Beban notional harus digunakan sebagai beban
lateral pada semua levelbeban national di hitung otomatis dari program ETABS
2015 dengan nominal 0002 α Yi untuk mewakili ketidaksempurnaan awal dan
0001 α Yi untuk kekakuan lentur sehingga
Ni = 0003 α Yi
Gambar 413 Beban notional pada etabs 2015
Beban tersebut di distribusikan arah orthogonal baik untuk beban grafitasi beban
hidup maupun beban grafitasi akibat beban mati
422 Kombinasi beban
Struktur akan didisain dengan gempa termasuk gaya seismic vertikal dan
faktor redundansi Gaya seismic vertikal adalah
Ev = 02 SDS DL
= 02 040 DL
= 008 DL
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
119
Faktor redundansi untuk kategori desain seismik DE dan F adalah 13 sehingga
kombinasi pembebanan menjadi
1 14D
2 12D + 16L + 05(Lr atau R)
3 12D + 16(Lr atau R) + (L atau 05W)
4 12D + 10 W + L + 05(Lr atau R)
5 12D + 10 E + L -gt 13D + 13E + L
6 09D + 10 W
7 09D + 10 E -gt 08D + 13E
423 Kontrol Driff
Tabel 46 Simpangan antar lantai akibat gempa X
Elevasi h SUMBU X SUMBU Y ∆IZIN KETERANGAN
m mm δse (mm) δx (mm) ∆x (mm) δse (mm) δy (mm) ∆y (mm) mm
355 4100 80 440 2585 15 825 385 82 OK
314 3000 753 41415 2035 143 7865 33 60 OK
284 3000 716 3938 2695 137 7535 275 60 OK
254 3000 667 36685 363 132 726 33 60 OK
224 3000 601 33055 4345 126 693 44 60 OK
194 3000 522 2871 4565 118 649 495 60 OK
164 2650 439 24145 3905 109 5995 66 53 OK
1375 3050 368 2024 407 97 5335 1155 61 OK
107 4900 294 1617 7535 76 418 253 98 OK
58 5800 157 8635 8635 3 165 165 116 OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
120
Gambar 414 Grafik simpangan antar lantai VS elevasi akibat gempa - X
Tabel 47 Simpangan antar lantai akibat gempa Y
Elevasi h SUMBU X SUMBU Y ∆IZIN KETERANGAN
m mm δse (mm) δx (mm) ∆x (mm) δse (mm) δy (mm) ∆y (mm) mm
355 4100 398 742 35 742 4081 1925 82 OK
314 3000 371 707 27 707 38885 1485 60 OK
284 3000 35 68 3 68 374 165 60 OK
254 3000 324 65 43 65 3575 2365 60 OK
224 3000 288 607 56 607 33385 308 60 OK
194 3000 246 551 68 551 30305 374 60 OK
164 2650 201 483 68 483 26565 374 53 OK
1375 3050 164 415 92 415 22825 506 61 OK
107 4900 127 323 182 323 17765 80 98 OK
58 5800 62 141 141 141 9765 9765 116 OK
0
5
10
15
20
25
30
35
40
0 20 40 60 80 100 120 140
ELEV
ASI
STORY DRIFT
GRAFIK STORY DRIFT vs ELEVASI
DRIFT X
DRIFT Y
DRIFT IZIN
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
121
Gambar 415 Grafik simpangan antar lantai VS elevasi akibat gempa - Y
424 Kontrol Profil
4241 Kolom 350 x 350 x 12 x 19 ( A = 1739 cm2 )
Ix = 40300 cm4 Zx = 24931
Iy = 13600 cm4 Zy = 11749
Sx = 2300 cm3 Lp = 449 m
Sy = 776 cm3 Lr = 1718 m
rx = 152 cm Mp = 5983 KN m
ry = 884 cm Mr = 391 KN m
Panjang tidak terkekang lateral = 58 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
0
5
10
15
20
25
30
35
40
0 20 40 60 80 100 120 140
ELEV
ASI
STORY DRIFT
GRAFIK STORY DRIFT vs ELEVASI
DRIFT X
DRIFT Y
DRIFT IZIN
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
122
a Kapasitas kolom terhadap tekan
λ = lt 471
=
lt 471
= 65611 lt 13797
fe =
=
= 45890 MPa
lt 225
lt 225
0522 lt 225
Sehingga tegangan keritis adalah
fcr = 0658 fy
= 0658 240
= 19698 MPa
ϕPn = 09 fcr A
= 09 19698 17390
= 308307 KN
b Kapasitas kolom terhadap momen sumbu x
L = 58 m
Lp = 449 m
Lr = 1718 m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
123
didapat Lp lt L lt Lr sehingga momen ultimate adalah
Mn = Cb [Mp ndash ( Mp- Mr)
]
= 1 [5983 - (5983 ndash 391)
]
= 57694 KN m
ϕ Mn = 09 57694
= 51924 KN m
c Kapasitas kolom terhadap momen sumbu y
ϕ Mn = 09 Zy fy
= 09 11749 240
= 25377 KN m
Tabel 48 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 350 x 350 x 12 x 19
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
14DL 0 -50108 -439 -693 PuϕPn lt 02 0114
14DL 275 -49599 076 340 PuϕPn lt 02 0092
14DL 55 -49090 565 1356 PuϕPn lt 02 013
12DL + 16LL 0 -234590 -1264 -1380 PuϕPn gt 02 0846
12DL + 16LL 275 -234153 104 786 PuϕPn gt 02 0794
12DL + 16LL 55 -233716 1360 2854 PuϕPn gt 02 0871
12DL + 16LL + 05WL-X 0 -237561 -1198 2174 PuϕPn gt 02 0867
12DL + 16LL + 05WL-X 275 -237124 116 2293 PuϕPn gt 02 083
12DL + 16LL + 05WL-X 55 -236688 1312 2004 PuϕPn gt 02 0865
12DL + 16LL + 05WL-Y 0 -234440 -2572 -1245 PuϕPn gt 02 0889
12DL + 16LL + 05WL-Y 275 -234003 -342 865 PuϕPn gt 02 0803
12DL + 16LL + 05WL-Y 55 -233567 2144 2857 PuϕPn gt 02 0898
12DL + LL + WL-X 0 -168693 -156 6011 PuϕPn gt 02 0668
12DL + LL + WL-X 275 -168257 257 3604 PuϕPn gt 02 0629
12DL + LL + WL-X 55 -167820 583 512 PuϕPn gt 02 0586
12DL + LL + WL-Y 0 -162386 -4668 -795 PuϕPn gt 02 0716
12DL + LL + WL-Y 275 -161949 -1059 776 PuϕPn gt 02 0588
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
124
Tabel 48 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 350 x 350 x 12 x 19 (lanjutan)
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
12DL + LL + WL-Y 55 -161513 3203 2242 PuϕPn gt 02 0686
13DL + LL + ρRS-X Max 0 -161904 5293 4622 PuϕPn gt 02 0802
13DL + LL + ρRS-X Max 275 -161431 1821 3150 PuϕPn gt 02 0653
13DL + LL + ρRS-X Max 55 -160958 5145 3377 PuϕPn gt 02 0772
13DL + LL + ρRS-X Min 0 -171412 -7624 -5979 PuϕPn gt 02 0938
13DL + LL + ρRS-X Min 275 -170939 -1731 -1543 PuϕPn gt 02 0654
13DL + LL + ρRS-X Min 55 -170466 -2792 1061 PuϕPn gt 02 0681
13DL + LL + ρRS-Y Max 0 -157108 2483 11576 PuϕPn gt 02 0806
13DL + LL + ρRS-Y Max 275 -156635 990 6117 PuϕPn gt 02 0659
13DL + LL + ρRS-Y Max 55 -156162 2686 4441 PuϕPn gt 02 0688
13DL + LL + ρRS-Y Min 0 -177929 -3506 -10847 PuϕPn gt 02 0899
13DL + LL + ρRS-Y Min 275 -177456 -609 -3714 PuϕPn gt 02 0673
13DL + LL + ρRS-Y Min 55 -176983 -1052 -492 PuϕPn gt 02 0632
09DL + WL-X 0 -38166 033 6660 PuϕPn lt 02 0193
09DL + WL-X 275 -37839 110 3230 PuϕPn lt 02 013
09DL + WL-X 55 -37511 161 -829 PuϕPn lt 02 0085
09DL + WLY 0 -31859 -4479 -146 PuϕPn lt 02 0233
09DL + WLY 275 -31532 -1205 402 PuϕPn lt 02 0108
09DL + WLY 55 -31204 2781 901 PuϕPn lt 02 0179
08DL + ρRS-X Max 0 -23960 6089 5031 PuϕPn lt 02 0377
08DL + ρRS-X Max 275 -23669 1794 2588 PuϕPn lt 02 016
08DL + ρRS-X Max 55 -23378 4359 1901 PuϕPn lt 02 0248
08DL + ρRS-X Min 0 -33468 -6828 -5570 PuϕPn lt 02 0432
08DL + ρRS-X Min 275 -33177 -1757 -2105 PuϕPn lt 02 0165
08DL + ρRS-X Min 55 -32886 -3578 -415 PuϕPn lt 02 0204
08DL + ρRS-Y Max 0 -18520 2830 11228 PuϕPn lt 02 0359
08DL + ρRS-Y Max 275 -18229 860 5259 PuϕPn lt 02 0166
08DL + ρRS-Y Max 55 -17938 2141 3132 PuϕPn lt 02 0175
08DL + ρRS-Y Min 0 -39341 -3159 -11196 PuϕPn lt 02 0406
08DL + ρRS-Y Min 275 -39050 -739 -4572 PuϕPn lt 02 0182
08DL + ρRS-Y Min 55 -38759 -1596 -1801 PuϕPn lt 02 0162
Stress ratio maximum adalah 0938 lt 1 OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
125
d Kapasitas kolom terhadap geser
Tabel 49 Resume gaya geser Kolom 350 x 350 x 12 x 19
V2 kN V3 kN
Vmax 18049 9887
Vmin -22158 -15602
- Kontrol terhadap geser sumbu x
ϕVn = 09 06 Aw fy
= 09 06 3744 240
= 48522 KN gt 22158 OK
- Kontrol terhadap geser sumbu y
ϕVn = 09 06 Af fy
= 09 06 12844 240
= 16645 KN gt 156 OK
4242 Kolom 300 x 300 x 10 x 15 ( A = 1198 cm2 )
Ix = 20400 cm4 Zx = 14647 cm3
Iy = 6750 cm4 Zy = 6817 cm3
Sx = 1360 cm3 Lp = 381 m
Sy = 450 cm3 Lr = 1376 m
rx = 131 cm Mp = 3515 KN m
ry = 751 cm Mr = 2312 KN m
Panjang tidak terkekang laterar = 3 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
126
a Kapasitas kolom terhadap tekan
λ = lt 471
=
lt 471
= 39947 lt 13797
fe =
=
= 123797 MPa
lt 225
lt 225
01938 lt 225
Sehingga tegangan keritis adalah
fcr = 0658 fy
= 0658 240
= 221295 MPa
ϕPn = 09 fcr A
= 09 221295 11980
= 2386003 KN
b Kapasitas kolom terhadap momen sumbu x
L = 3 m
Lp = 381 m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
127
didapat Lp gt L sehingga momen ultimate adalah
Mn = Mp
= 35152 KN m
ϕ Mn = 09 35152
= 319376 KN m
c Kapasitas kolom terhadap momen sumbu y
ϕ Mn = 09 Zy fy
= 09 6817 240
= 147247 KN m
Tabel 410 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 300 x 300 x 10 x 15
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
14DL 0 -12254 -884 -306 PuϕPn lt 02 0096
14DL 275 -12082 -141 072 PuϕPn lt 02 0038
14DL 55 -11910 605 449 PuϕPn lt 02 0081
12DL + 16LL 0 -53658 -6540 -1683 PuϕPn gt 02 0667
12DL + 16LL 275 -53510 -1187 515 PuϕPn gt 02 0311
12DL + 16LL 55 -53362 4228 2705 PuϕPn gt 02 0555
12DL + 16LL + 05WL-X 0 -53789 -6536 -1139 PuϕPn gt 02 0652
12DL + 16LL + 05WL-X 275 -53641 -1183 464 PuϕPn gt 02 031
12DL + 16LL + 05WL-X 55 -53494 4231 2060 PuϕPn gt 02 0538
12DL + 16LL + 05WL-Y 0 -54867 -7138 -1717 PuϕPn gt 02 071
12DL + 16LL + 05WL-Y 275 -54719 -1176 504 PuϕPn gt 02 0315
12DL + 16LL + 05WL-Y 55 -54572 4762 2715 PuϕPn gt 02 0593
12DL + LL + WL-X 0 -37583 -4262 -046 PuϕPn lt 02 037
12DL + LL + WL-X 275 -37435 -786 246 PuϕPn lt 02 014
12DL + LL + WL-X 55 -37287 2730 534 PuϕPn lt 02 0281
12DL + LL + WL-Y 0 -40160 -5753 -1248 PuϕPn lt 02 0515
12DL + LL + WL-Y 275 -40012 -752 319 PuϕPn lt 02 0145
12DL + LL + WL-Y 55 -39864 4114 1881 PuϕPn lt 02 0423
13DL + LL + ρRS-X Max 0 -34864 -2278 258 PuϕPn lt 02 0236
13DL + LL + ρRS-X Max 275 -34704 -448 634 PuϕPn lt 02 0124
13DL + LL + ρRS-X Max 55 -34544 4920 3224 PuϕPn lt 02 0509
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
128
Tabel 410 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 300 x 300 x 10 x 15
(lanjutan)
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
13DL + LL + ρRS-X Min 0 -42010 -6668 -2496 PuϕPn lt 02 062
13DL + LL + ρRS-X Min 275 -41850 -1139 041 PuϕPn lt 02 0167
13DL + LL + ρRS-X Min 55 -41690 930 353 PuϕPn lt 02 0162
13DL + LL + ρRS-Y Max 0 -36078 -3269 1785 PuϕPn lt 02 0355
13DL + LL + ρRS-Y Max 275 -35917 -644 806 PuϕPn lt 02 0145
13DL + LL + ρRS-Y Max 55 -35757 3829 4637 PuϕPn lt 02 0482
13DL + LL + ρRS-Y Min 0 -40673 -5470 -3709 PuϕPn lt 02 0574
13DL + LL + ρRS-Y Min 275 -40513 -955 -183 PuϕPn lt 02 0156
13DL + LL + ρRS-Y Min 55 -40353 1791 -1478 PuϕPn lt 02 0253
09DL + WL-X 0 -8094 -537 895 PuϕPn lt 02 0082
09DL + WL-X 275 -7983 -084 -055 PuϕPn lt 02 0025
09DL + WL-X 55 -7872 371 -1002 PuϕPn lt 02 0074
09DL + WLY 0 -10671 -2028 -307 PuϕPn lt 02 017
09DL + WLY 275 -10560 -050 019 PuϕPn lt 02 0027
09DL + WLY 55 -10449 1755 346 PuϕPn lt 02 0153
08DL + ρRS-X Max 0 -3468 1674 1216 PuϕPn lt 02 016
08DL + ρRS-X Max 275 -3370 266 336 PuϕPn lt 02 0036
08DL + ρRS-X Max 55 -3271 2356 1674 PuϕPn lt 02 022
08DL + ρRS-X Min 0 -10614 -2716 -1539 PuϕPn lt 02 0256
08DL + ρRS-X Min 275 -10516 -426 -258 PuϕPn lt 02 006
08DL + ρRS-X Min 55 -10417 -1633 -1197 PuϕPn lt 02 0171
08DL + ρRS-Y Max 0 -4709 606 2625 PuϕPn lt 02 0135
08DL + ρRS-Y Max 275 -4610 075 529 PuϕPn lt 02 0032
08DL + ρRS-Y Max 55 -4512 1354 3250 PuϕPn lt 02 0205
08DL + ρRS-Y Min 0 -9304 -1595 -2869 PuϕPn lt 02 0219
08DL + ρRS-Y Min 275 -9206 -236 -459 PuϕPn lt 02 005
08DL + ρRS-Y Min 55 -9107 -684 -2866 PuϕPn lt 02 0157
Stress ratio maximum adalah 0710 lt 1 OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
129
d Kapasitas kolom terhadap geser
Tabel 411 Resume gaya geser Kolom 300 x 300 x 10 x 15
V2 kN V3 kN
Vmax 18748 9962
Vmin -29322 -43951
- Kontrol terhadap geser sumbu x
ϕVn = 09 06 Aw fy
= 09 06 2700 240
= 34992 KN gt 29322 KN (OK)
- Kontrol terhadap geser sumbu y
ϕVn = 09 06 Af fy
= 09 06 8700 240
= 112752 KN gt 43951 KN (OK)
4243 Kolom 200 x 200 x 8 x 12 ( A = 6353 cm2 )
Ix = 4720 cm4 Zx = 5131 cm3
Iy = 1600 cm4 Zy = 2428 cm3
Sx = 472 cm3 Lp = 255 m
Sy = 160 cm3 Lr = 1072 m
rx = 862 cm Mp = 1231 KN m
ry = 502 cm Mr = 802 KN m
Panjang tidak terkekang laterar = 58 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
130
a Kapasitas kolom terhadap tekan
λ = lt 471
=
lt 471
= 115538 lt 13797
fe =
=
= 14799 MPa
lt 225
lt 225
1621 lt 225
Sehingga tegangan keritis adalah
fcr = 0658 fy
= 0658 240
= 121737 MPa
ϕPn = 09 fcr A
= 09 121737 6353
= 696056 KN
b Kapasitas kolom terhadap momen sumbu x
L = 58 m
Lp = 255 m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
131
Lr = 1072 m
didapat Lp lt L lt Lr sehingga momen ultimate adalah
Mn = Cb [Mp ndash ( Mp- Mr)
]
= 1 [123144 - (123144 ndash 8024)
]
= 106077 KN m
ϕ Mn = 09 106077
= 9547 KN m
c Kapasitas kolom terhadap momen sumbu y
ϕ Mn = 09 Zy fy
= 09 2428 240
= 524448 KN m
Tabel 412 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 200 x 200 x 8 x 12
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
14DL 0 -2195 -043 -037 PuϕPn lt 02 0028
14DL 275 -2006 004 001 PuϕPn lt 02 0016
14DL 55 -1818 049 038 PuϕPn lt 02 0027
12DL + 16LL 0 -4566 -141 -070 PuϕPn lt 02 0068
12DL + 16LL 275 -4405 007 018 PuϕPn lt 02 0035
12DL + 16LL 55 -4243 152 107 PuϕPn lt 02 0071
12DL + 16LL + 05WL-X 0 -3107 -138 483 PuϕPn lt 02 0100
12DL + 16LL + 05WL-X 275 -2945 008 053 PuϕPn lt 02 0029
12DL + 16LL + 05WL-X 55 -2784 150 -378 PuϕPn lt 02 0089
12DL + 16LL + 05WL-Y 0 -4677 -384 -090 PuϕPn lt 02 0117
12DL + 16LL + 05WL-Y 275 -4516 -011 019 PuϕPn lt 02 0037
12DL + 16LL + 05WL-Y 55 -4354 364 127 PuϕPn lt 02 0115
12DL + LL + WL-X 0 -622 005 1055 PuϕPn lt 02 0116
12DL + LL + WL-X 275 -461 014 081 PuϕPn lt 02 0015
12DL + LL + WL-X 55 -299 021 -895 PuϕPn lt 02 01
12DL + LL + WL-Y 0 -3816 -763 -100 PuϕPn lt 02 0184
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
132
Tabel 412 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 200 x 200 x 8 x 12
(lanjutan)
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
12DL + LL + WL-Y 275 -3655 -041 014 PuϕPn lt 02 0036
12DL + LL + WL-Y 55 -3493 686 126 PuϕPn lt 02 017
13DL + LL + ρRS-X Max 0 -1973 939 590 PuϕPn lt 02 0255
13DL + LL + ρRS-X Max 275 -1798 079 054 PuϕPn lt 02 0034
13DL + LL + ρRS-X Max 55 -1623 1078 567 PuϕPn lt 02 0277
13DL + LL + ρRS-X Min 0 -5225 -1217 -612 PuϕPn lt 02 0334
13DL + LL + ρRS-X Min 275 -5050 -072 -025 PuϕPn lt 02 0053
13DL + LL + ρRS-X Min 55 -4875 -791 -486 PuϕPn lt 02 0237
13DL + LL + ρRS-Y Max 0 340 425 1491 PuϕPn lt 02 024
13DL + LL + ρRS-Y Max 275 514 043 110 PuϕPn lt 02 0024
13DL + LL + ρRS-Y Max 55 689 462 1152 PuϕPn lt 02 0214
13DL + LL + ρRS-Y Min 0 -6918 -505 -1281 PuϕPn lt 02 0281
13DL + LL + ρRS-Y Min 275 -6743 -023 -068 PuϕPn lt 02 006
13DL + LL + ρRS-Y Min 55 -6569 -343 -1273 PuϕPn lt 02 0246
09DL + WL-X 0 1511 008 1085 PuϕPn lt 02 0126
09DL + WL-X 275 1632 006 070 PuϕPn lt 02 0021
09DL + WL-X 55 1753 004 -947 PuϕPn lt 02 0113
09DL + WLY 0 -1682 -761 -069 PuϕPn lt 02 0165
09DL + WLY 275 -1561 -049 003 PuϕPn lt 02 0021
09DL + WLY 55 -1440 668 075 PuϕPn lt 02 0146
08DL + ρRS-X Max 0 412 1035 596 PuϕPn lt 02 0263
08DL + ρRS-X Max 275 519 077 041 PuϕPn lt 02 0023
08DL + ρRS-X Max 55 627 978 534 PuϕPn lt 02 0247
08DL + ρRS-X Min 0 -2840 -1120 -606 PuϕPn lt 02 0298
08DL + ρRS-X Min 275 -2733 -074 -038 PuϕPn lt 02 0038
08DL + ρRS-X Min 55 -2625 -891 -519 PuϕPn lt 02 0244
08DL + ρRS-Y Max 0 2516 453 1421 PuϕPn lt 02 0254
08DL + ρRS-Y Max 275 2624 036 093 PuϕPn lt 02 0036
08DL + ρRS-Y Max 55 2731 420 1186 PuϕPn lt 02 0224
08DL + ρRS-Y Min 0 -4742 -477 -1350 PuϕPn lt 02 0267
08DL + ρRS-Y Min 275 -4634 -030 -085 PuϕPn lt 02 0048
08DL + ρRS-Y Min 55 -4527 -385 -1239 PuϕPn lt 02 0236
Stress ratio maximum adalah 0334 lt 1 (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
133
e Kapasitas kolom terhadap geser
Tabel 413 Resume gaya geser Kolom 200 x 200 x 8 x 12
V2 kN V3 kN
Vmax 4961 3345
Vmin ‐45461 ‐40182
- Kontrol terhadap geser sumbu x
ϕVn = 09 06 Aw fy
= 09 06 1408 240
= 18247 KN gt 4961 OK
- Kontrol terhadap geser sumbu y
ϕVn = 09 06 Af fy
= 09 06 4512 240
= 584755 KN gt 40182 OK
4244 Balok Komposit 300 x 150 x 65 x 9 ( A = 4678 cm2 )
Ix = 7210 cm4 Zx = 522 cm3
Iy = 508 cm4 Zy = 1042 cm3
Sx = 481 cm3 Lp = 167 m
Sy = 677 cm3 Lr = 497 m
rx = 124 cm Mp = 1253 KN m
ry = 329 cm Mr = 817 KN m
Panjang tidak terkekang laterar = 8 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
134
Tabel 414 Resume Gaya luar envelope balok komposit 300 x 150 x 65 x 9
Load CaseCombo Station P V2 V3 T M2 M3
m kN kN kN kN‐m kN‐m kN‐m
ENVELOPE Max 0175 0030 4867 0030 ‐0009 0012 35372
ENVELOPE Max 0671 0020 5715 0020 ‐0009 0000 32749
ENVELOPE Max 1166 0009 6564 0009 ‐0009 0000 30189
ENVELOPE Max 1662 0000 7412 0000 ‐0009 0000 30289
ENVELOPE Max 2158 0000 8260 0000 ‐0009 0000 29122
ENVELOPE Max 2653 0000 9109 0000 ‐0009 0004 26687
ENVELOPE Max 3149 0000 9957 0000 ‐0009 0018 22986
ENVELOPE Max 3617 0003 17149 0003 0059 0002 15061
ENVELOPE Max 4084 0003 17368 0003 0059 0000 10950
ENVELOPE Max 4552 0002 17587 0002 0059 0000 13087
ENVELOPE Max 5019 0001 17806 0001 0059 0000 15177
ENVELOPE Max 5487 0000 18025 0000 0059 0000 17921
ENVELOPE Max 5955 0000 18244 0000 0059 0000 22012
ENVELOPE Max 6422 0000 18463 0000 0059 0000 26039
ENVELOPE Max 6890 0000 18681 0000 0059 0000 30003
ENVELOPE Max 7357 0000 18900 0000 0059 0001 33905
ENVELOPE Max 7825 0000 19119 0000 0059 0003 37743
ENVELOPE Min 0175 0000 ‐28736 0000 ‐0084 0000 ‐56467
ENVELOPE Min 0671 0000 ‐26180 0000 ‐0084 0000 ‐42857
ENVELOPE Min 1166 0000 ‐23624 0000 ‐0084 ‐0007 ‐30998
ENVELOPE Min 1662 ‐0002 ‐21067 ‐0002 ‐0084 ‐0009 ‐23486
ENVELOPE Min 2158 ‐0013 ‐18511 ‐0013 ‐0084 ‐0005 ‐16393
ENVELOPE Min 2653 ‐0023 ‐15955 ‐0023 ‐0084 0000 ‐9722
ENVELOPE Min 3149 ‐0034 ‐13398 ‐0034 ‐0084 0000 ‐3471
ENVELOPE Min 3617 0000 ‐9354 0000 0007 0000 0930
ENVELOPE Min 4084 0000 ‐9219 0000 0007 0000 1369
ENVELOPE Min 4552 0000 ‐9084 0000 0007 ‐0001 ‐4717
ENVELOPE Min 5019 0000 ‐8950 0000 0007 ‐0001 ‐10866
ENVELOPE Min 5487 0000 ‐8815 0000 0007 ‐0002 ‐17834
ENVELOPE Min 5955 ‐0001 ‐8680 ‐0001 0007 ‐0002 ‐26313
ENVELOPE Min 6422 ‐0002 ‐8546 ‐0002 0007 ‐0001 ‐34895
ENVELOPE Min 6890 ‐0002 ‐8411 ‐0002 0007 0000 ‐43579
ENVELOPE Min 7357 ‐0003 ‐8276 ‐0003 0007 0000 ‐52366
ENVELOPE Min 7825 ‐0004 ‐8142 ‐0004 0007 0000 ‐61255
Didapat M+max 3774 KN m dan M-
max 6125 KN m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
135
a Kontrol momen positif
- menentukan lebar efektif pelat beton ( digunakan Lrelativ )
1 be lt
be lt
be lt 1
2 be lt bo
be lt 1
sehingga digunakan be = 1 meter
akibat adanya lubang pada floor deck maka digunakan bekivalen
bekivalen =
=
= 810 mm
- Menentukan nilai n
Ebeton = 4700 = 4700 radic25 = 23500
Ebaja = 200000
n = = = 851
- Menentukan lebar transformasi penampang beton
=
= 952 cm
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Pelat Beton 11424 6 68544 Floor Deck 1867 945 17646 Profil WF 4678 27 126306
sum 17969 sum 212496
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
136
ẏ = sum
sum =
= 11825 mm
Titik berat berada di pelat beton
a =
=
= 5968 mm
d1 = 05hprofil + tpelat = 150 + 120 = 270 mm
d2 = hprofil ndash ċ = 120 ndash 035 = 11965
ϕMn = 09 As fy ( d1- ӯ )
ϕMn = 09 x [ 4678 x 240 x (270 ndash 2984) +2646 550 (11965 ndash 2984) ]
ϕMn = 24266 + 1176
ϕMn = 25442 KN m gt Mu = 3774 KN m ( OK )
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
137
b Kontrol momen negatif
- Menentukan sumbu netral penampang
Tsr = Asr fyr
= 667 ( 503 ) 400
= 13413334 N
Tfd = As Fu
= 81485 550
= 4481675 N
T = Tsr + Tfd
= 13413334 + 448167
= 58230084 N
Cmax = As fy
= 4678 240
= 1122720 N
Cmax gt T maka titik berat berada pada profil baja
T + Ts = Cmax ndash Ts
2Ts = Cmax ndash T
Ts = 05 (1122720 ndash 58230084)
Ts = 270209 N
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
138
Jika sumbu netral jatuh di sayap maka
b tf fy = Ts
150 tw 240 = 27020958
t =
= 75 mm
- Menghitung garis kerja gaya pusat tekan
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Profil WF 4678 15000 701700 Flens -1125 29625 -333281
sum 3553 sum 36841
ӯ =
= 10369 mm
Momen terhadap garis kerja
Tsr Mn1 = Tsr (d ndash ӯ + ts ndash 24)
= 13413334 ( 300 ndash 10369 + 120 ndash 24 )
= 3920 KN m
Tfr Mn2 = Tfd ( d ndash ӯ + 25 )
= 4481675 ( 300 ndash 10369 + 25)
= 9918 KN m
Ts flens Mn3 = Ts ( d ndash ӯ ndash (752) )
= 270000 ( 300 ndash 10369 ndash 375 )
= 5199 KN m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
139
Mn = Mn1 + Mn2 + Mn3
= 3920 + 9918 + 5199
= 19037 KN m
ϕ Mn = 09 Mn
= 09 19037
= 17133 KN m gt 6125 KN m (OK)
D Dimensi Penghubung Geser (Shear Conector)
Gaya horizontal akibat aksi komposit penuh
Vh = 085 a b = 085 x 5968 x 1000 x 25 = 1268200 N
Digunakan Stud connector ⅝rdquo luas satu buah stud connector adalah
Asc = d2 = 158752 =19801 mm2
Kuat geser satu buah shear connector
Qn = 05 Asc lt Rg Rp Asc fu
Qn = 05 x 19801 x radic25 23500 lt 085 x 075 x 19801 x 550
Qn = 7588676 N lt 69427
Jumlah shear connector yang di butuhkan
N = = = 182 ~ 19 buah untuk setengah bentang
Total kebutuhan shear connector adalah 38 buah untuk semua bentang Jika
dipasang dua buah shear connector pada setiap penampang melintang maka
jarak shear connector adalah
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
140
S = = 421 mm
Smin = 6d = 6 x 15875 = 9525 mm
Smax = 8t = 8 x 120 = 960 mm
Strans = 4d = 4 x 15875 = 635 mm
Sehingga digunakan shear connector 2 x (⅝rdquo x 65 cm) dengan jarak 25 cm
E Kontrol Geser
Menghitung gaya geser ultimate
Vu = 43951 KN
Menghitung gaya geser nominal
ϕVn = 09 (06 fy) h tw
ϕVn = 09 x 06 x 240 x 282 x 65
ϕVn = 23755 KN gt Vu = 43951 (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
141
4245 Balok Komposit 350 x 175 x 7 x 11 ( A = 6314 cm2 )
Ix = 13600 cm4 Zx = 8408 cm3
Iy = 984 cm4 Zy = 1724 cm3
Sx = 775 cm3 Lp = 2 m
Sy = 112 cm3 Lr = 593 m
rx = 147 cm Mp = 2017 KN m
ry = 395 cm Mr = 1317 KN m
Panjang tidak terkekang laterar = 6 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
Tabel 415 Resume Gaya luar envelope balok komposit 350 x 175 x 7 x 11
Load CaseCombo Station P V2 V3 T M2 M3
m kN kN kN kN-m kN-m kN-m
ENVELOPE Max 015 00015 -286870 00000 -00119 00000 -114887
ENVELOPE Max 061 00007 -285538 00000 -00119 00002 17497
ENVELOPE Max 108 00000 -284206 00001 -00119 00003 149271
ENVELOPE Max 154 00000 -282873 00009 -00119 00000 509357
ENVELOPE Max 200 00000 -281541 00017 -00119 00000 1180521
ENVELOPE Max 250 00009 99787 00000 00008 00001 1186148
ENVELOPE Max 300 00000 101228 00000 00008 00003 1190858
ENVELOPE Max 350 00000 102668 00009 00008 00001 1204523
ENVELOPE Max 400 00000 104108 00017 00008 00000 1220570
ENVELOPE Max 446 00009 1540139 00000 01032 00000 560851
ENVELOPE Max 493 00001 1542137 00000 01032 00003 155777
ENVELOPE Max 539 00000 1544136 00007 01032 00002 31225
ENVELOPE Max 585 00000 1546134 00015 01032 00000 -93930
ENVELOPE Min 015 00000 -1602940 -00015 -00945 -00003 -1807980
ENVELOPE Min 061 00000 -1600942 -00007 -00945 00000 -1124508
ENVELOPE Min 108 -00001 -1598944 00000 -00945 00000 -483534
ENVELOPE Min 154 -00009 -1596945 00000 -00945 00000 -72489
ENVELOPE Min 200 -00017 -1594947 00000 -00945 -00006 163564
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
142
Tabel 415 Resume Gaya luar envelope balok komposit 350 x 175 x 7 x 11
(lanjutan)
Load CaseCombo Station P V2 V3 T M2 M3
m kN kN kN kN-m kN-m kN-m
ENVELOPE Min 250 00000 -138749 -00009 -00032 00000 224275
ENVELOPE Min 300 00000 -136409 00000 -00032 00000 283264
ENVELOPE Min 350 -00009 -134068 00000 -00032 00000 259583
ENVELOPE Min 400 -00017 -131728 00000 -00032 -00006 208160
ENVELOPE Min 446 00000 267215 -00009 00146 00000 -14744
ENVELOPE Min 493 00000 268547 -00001 00146 00000 -341901
ENVELOPE Min 539 -00007 269880 00000 00146 00000 -951197
ENVELOPE Min 585 -00015 271212 00000 00146 -00003 -1655771
Didapat M+max 122057 KN m dan M-
max -180798 KN m
a Kontrol momen positif
- menentukan lebar efektif pelat beton
1 be lt
be lt
be lt 075
2 be lt bo
be lt 1
sehingga digunakan be = 075 meter
akibat adanya lubang pada floor deck maka digunakan bekivalen
bekivalen =
= = 614633 mm
- Menentukan nilai n
Ebeton = 4700 = 4700 radic25 = 23500
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
143
Ebaja = 200000
n = = = 851
- Menentukan lebar transformasi penampang beton
=
= 723 cm
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Pelat Beton 864 6 5184 Profil WF 6314 295 186263
sum 16546 sum 253147
ẏ = sum
sum =
= 1592 cm
Titik berat berada di profil baja titik pusat tarik baja profil
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Profil WF 6314 175 11049500 Flens -1925 3445 - 6631625 Web -1974 3249 - 6413526
sum 41916 sum 3776522
ẏ = sum
sum =
= 90097 cm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
144
momen nominal positif
a =
=
= 6311 mm
d1 = h - ӯ + tpelat = 350 - 90 + 120 = 380 mm
d2 = h - ӯ ndash (112) = 350 - 90 - 55 = 2545 mm
d3 = h - ӯ - tf - (2822) = 350 - 90 ndash 11 ndash 141 = 2349 mm
ϕMn = 09 085 a b fcrsquo ( d1- ) + 09 Asf fy (d2) + 09 Asw fy (d3)
ϕMn = 09 x [ 085 x 6311 x 750 x 25 x ( 380 -
) + 11 x 175 x 240 x 2545
+ 282 x 7 x 240 x 2349 ]
ϕMn = 4308 KN m gt Mu = 122057 KN m ( OK )
b Kontrol momen negatif
- Menentukan sumbu netral penampang
Tsr = Asr fyr
= 667 ( 503 ) 400
= 13413334
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
145
Tfd = As Fu
= 595 550
= 327250
T = Tsr + Tfd
= 13413334 + 327250
= 46138334
Cmax = As fy
= 6314 240
= 1515360
Cmax gt T maka titik berat berada pada profil baja
T + Ts = Cmax ndash Ts
2Ts = Cmax ndash T
Ts = 05 (1515360 ndash 46138334)
Ts = 52698833
Jika sumbu netral jatuh di web maka
b tf fy = Ts
h 7 240 = 52698833 ndash (175 11 240)
h =
= 3869 mm
- Menghitung garis kerja gaya pusat tekan
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Profil WF 6314 17500 11049500 Flens -1925 34450 - 6631625 Web -270 31965 - 863068
sum 4119 sum 3554806
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
146
ӯ =
= 8630 mm
Momen terhadap pusat tekan
Tsr Mn1 = Tsr (d ndash ӯ + t ndash 24)
= 13413334 ( 350 ndash 8630 + 120 ndash 24 )
= 48247 KN m
Tfr Mn2 = Tfd ( d ndash ӯ + 25 )
= 327250 ( 350 - 8630 + 25)
= 94477 KN m
Ts flens Mn3 = Tf ( d ndash ӯ ndash (112) )
= 462000 ( 350 ndash 8630 ndash 55 )
= 119288 KN m
Ts web M4 = Tw ( d ndash ӯ ndash 11 ndash (38692) )
= 37464 ( 350 ndash 8630 ndash 11 ndash 1934 )
= 15167 KN m
Mn = Mn1 + Mn2 + Mn3 + Mn4
= 48247 + 94477 + 119288 + 15167
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
147
= 277179 KN m
ϕ Mn = 09 Mn
= 09 277179
= 249461 KN m gt 180798 KN m (OK)
D Dimensi Penghubung Geser (Shear Conector)
Gaya horizontal akibat aksi komposit penuh
Vh = 085 a b = 085 x 6311 x 750 x 25 = 1005816 N
Digunakan Stud connector ⅝rdquo luas satu buah stud connector adalah
Asc = d2 = 158752 =19801 mm2
Kuat geser satu buah shear connector
Qn = 05 Asc lt Rg Rp Asc fu
Qn = 05 x 19801 x radic25 23500 lt 085 x 075 x 19801 x 550
Qn = 7588676 N lt 69427
Jumlah shear connector yang di butuhkan
N = = = 1448 ~ 15 buah untuk setengah bentang
Total kebutuhan shear connector adalah 28 buah untuk semua bentang Jika
dipasang dua buah shear connector pada setiap penampang melintang maka
jarak shear connector adalah
S = = 400 mm
Smin = 6d = 6 x 15875 = 9525 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
148
Smax = 8t = 8 x 120 = 960 mm
Strans = 4d = 4 x 15875 = 635 mm
Sehingga digunakan shear connector 2 x (⅝rdquo x 65 cm) dengan jarak 25
cm
E Kontrol Geser
Menghitung gaya geser ultimate
Vu = 160294
Menghitung gaya geser nominal
ϕVn = 09 (06 fy) h tw
ϕVn = 09 x 06 x 240 x 328 x 7
ϕVn = 29756 KN gt Vu = 160294 KN (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
149
425 Dimensi Sambungan
4251 Sambungan Balok Kolom
1 Sambungan Balok Kolom IWF 350 x 175 x 7 x 11 (ϕMP = 182 KN m)
Gambar 416 Rencana sambungan balok kolom IWF 350 x 175 x 7 x 11
Data geometri sambungan
pfo = 80 pfi = pb = 60 mm
h0 = hpr + pfo = 350 + 80 = 430 mm
h1 = hpr ndash tf ndash pfi = 350 ndash 11 ndash 60 = 279 mm
h2 = hpr ndash tf ndash pfi ndash pb = 350 ndash 11 ndash 60 ndash 60 = 219 mm
g = 95 mm
de = 50 mm
bp = 175 mm
hst = 130 mm -gt Lst = = = 22516 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
150
- Momen rencana sambungan (tebal pelat rencana 24 mm)
Muc = Mp + Vu (Lst + tp)
= 182 + 1603 x ( 22516 + 24 )10-3
= 22194 KN m
- Kontrol tebal end-plate
s =
= radic175 95
= 64468 mm
Yp = lang rang 2 lang rang lang rang
2
1 lang 34rang 2
42
Yp = 279 lang rang 219 lang
rang 430 lang rang
295
279 lang60 3 604
rang 219 64468 604
952
Yp = 113067 + 983126 + 475
Yp = 216129
t =
=
= 2297 lt t (24 mm) (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
151
- Kontrol tebal pelat pengaku
Direncanakan tebal pelat pengaku = 10 mm
tst = 10 mm (hst = 130 mm Lst = 22516 mm)
cek tekuk lokal
lt 056
lt
13 lt 1616 (OK)
- Kontrol Sambungan Baut
Digunakan baut A325 M20 (Ab = 31428 mm2 )
Tegangan nominal tarik baut bergantung pada gaya geser ultimate
fnt = 620 MPa
fnv = 372 MPa
frv =
=
= 51 MPa
fnrsquo = 13 fnt -
frv lt fnt
fnrsquo = 13 x 620 -
x 51 lt 620
fnrsquo = 693 lt 620
sehingga tegangan tarik maximum yang digunakan adalah 620 MPa
momen tahanan sambungan baut adalah
ϕMnp = 2ϕPt sum
= 2ϕPt (h0 + h1 + h2)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
152
= 2 075 31428 620 ( 430 + 279 + 219 )
= 271236 KN m gt Muc = 22194 KN m (OK)
- Kontrol las
Digunakan las dengan tebal las maximum yaitu
tlas 1 = 6 mm untuk las vertical
tlas 2 = 9 mm untuk las horizontal
Menentukan tiitk berat las
Las
(i)
1 2hst tlas 1 = 1560 = 424
2 2b2 tlas 2 = 1377 = 3635
3 2b1 tlas 2 = 1404 = 3435
4 2h1 tlas 1 = 3936 = 184
5 2b1 tlas 2 = 1404 = 245
6 2b2 tlas 2 = 1377 = 45
sum A = 9681
61965
2409072sum AY =
05tlas
tf + 15tlas 34398
hpr ‐ tf + tlas 482274
05hpr + tlas 724224
hpr + 05hst + tlas 661440
hpr + 15tlas 5005395
Luas (Ai) Jarak ke sumbu x (yi) Ai x yi
(mm2) (mm) mm
3
h1 = hpr ndash 2tf
= 350 ndash 211
= 328 mm
b1 = 05 [be - tw - 2tlas)
= 05 [175 ndash 7 ndash 26]
= 78 mm
b2 = 05 [be ndash tst - 2tlas)
= 05 [175 ndash 10 ndash 26]
= 765 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
153
ӯ = sumAy
sumA =
2409072 = 248845 mm
kekuatan las
fEXX = 490 MPa (E60)
ϕRn = 075 te 06 fEXX
= 075 x 0707 x 6 x 06 x 490
= 93536 N
Kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 7 x 06 x 370
= 11655 N
Kekuatan las menentukan kekuatan sambungan las dipengaruhi oleh geser
dan lentur sehingga tegangan geser untuk lentur
frv = = = 1655 MPa
fn =
= 490 1655
= 4897 MPa
Momen lentur nominal las
ϕfu = 075 0707 06 fEXX
= 075 x 0707 x 06 x 4897
= 155804 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
154
momen plastis terhadap garis netral adalah
Mn = 22914 KN m gt Muc = 22194 KN m (OK)
Las Luas (Ai) ϕfu Gaya Las
(i) (mm2) Mpa KN
1 1560 155804 2430542 1377 155804 2145423 1404 155804 2187494 3936 155804 6132455 1404 155804 2187496 1377 155804 214542
397664907552422
229140sum Mn
01150095006502240244
Mn
KN m425722459820706
Lengan kopel
m0175
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
155
2 Sambungan Balok Kolom IWF 300 x 150 x 65 x 9 (ϕMP = 113 KN m)
Gambar 417 Rencana sambungan balok kolom IWF 300 x 150 x 65 x 9
Data geometri sambungan
pfo = 80 pfi = 60 mm
h0 = hpr + pfo = 300 + 80 = 380 mm
h1 = hpr ndash tf ndash pfi = 300 ndash 9 ndash 60 = 231 mm
g = 70 mm
de = 75 mm
bp = 150 mm
hst = 155 mm -gt Lst = = 26846mm
- Momen rencana sambungan (tebal pelat rencana 24 mm)
Muc = Mp + Vu (Lst + tp)
= 113 + 285 x ( 26846 + 14 )10-3
= 12105 KN m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
156
- Kontrol tebal end-plate
s =
= radic150 70
= 51234 mm
Yp = lang rang lang rang
2
1lang rang 0
Yp = 231 lang
rang 380 lang
rang
270
231lang51234 51234rang 380 75 80
Yp = 131069 + 235914
Yp = 366983
t =
=
= 1302 lt t (14 mm) (OK)
- Kontrol tebal pelat pengaku
Direncanakan tebal pelat pengaku = 10 mm
tst = 10 mm (hst = 155 mm Lst = 26846 mm)
cek tekuk lokal
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
157
lt 056
lt
155 lt 1616 (OK)
- Kontrol Sambungan Baut
Digunakan baut A325 M20 (Ab = 31428 mm2 )
Tegangan nominal tarik baut bergantung pada gaya geser ultimate
fnt = 620 MPa
fnv = 372 MPa
frv =
=
= 16 MPa
fnrsquo = 13 fnt -
frv lt fnt
fnrsquo = 13 x 620 -
x 16 lt 620
fnrsquo = 770 lt 620
sehingga tegangan tarik maximum yang digunakan adalah 620 MPa
momen tahanan sambungan baut adalah
ϕMnp = 2ϕPt sum
= 2ϕPt (h0 + h1)
= 2 075 31428 620 ( 380 + 231)
= 17858 KN m gt Muc = 12105 KN m (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
158
- Kontrol las
Digunakan las dengan tebal las maximum yaitu
tlas 1 = 6 mm untuk las vertical
tlas 2 = 7 mm untuk las horizontal
Menentukan tiitk berat las
ӯ = sumAy
sumA =
1999635 = 228190 mm
Las
(i)
1 2hst tlas 1 = 1860 = 3865
2 2b2 tlas 2 = 1152 = 3135
3 2b1 tlas 2 = 11835 = 2955
4 2h1 tlas 1 = 3384 = 159
5 2b1 tlas 2 = 11835 = 225
6 2b2 tlas 2 = 1152 = 45
sum A = 8763
tf + 15tlas 2662875
05tlas 5184
sum AY = 1999635
hpr ‐ tf + tlas 34972425
05hpr + tlas 538056
hpr + 05hst + tlas 718890
hpr + 15tlas 361152
Luas (Ai) Jarak ke sumbu x (yi) Ai x yi
(mm2) (mm) mm
3
h1 = hpr ndash 2tf
= 300 ndash 29
= 282 mm
b1 = 05 [be - tw - 2tlas)
= 05 [150ndash 65 ndash 26]
= 6575 mm
b2 = 05 [be ndash tst - 2tlas)
= 05 [150 ndash 10 ndash 26]
= 64 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
159
kekuatan las
fEXX = 490 MPa
ϕRn = 075 te 06 fEXX
= 075 x 0707 x 6 x 06 x 490
= 935361 N
Kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 65 x 06 x 370
= 108225 N
Kekuatan las menentukan kekuatan sambungan las dipengaruhi oleh geser
dan lentur sehingga tegangan geser untuk lentur
frv = = = 325 MPa
fn =
= 490 325
= 4899 MPa
Momen lentur nominal las
ϕfu = 075 0707 06 fEXX
= 075 x 0707 x 06 x 4899
= 155861 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
160
momen plastis terhadap garis netral adalah
Mn = 188227 KN m gt Muc = 12105 KN m (OK)
Las Luas (Ai) ϕfu Gaya Las
(i) (mm2) Mpa KN
1 1860 155861 2899012 1152 155861 1795523 11835 155861 1844614 3384 155861 5274345 11835 155861 1844616 1152 155861 179552
sum Mn 188227
0069 364930206 379420224 40164
0158 458940085 153170067 12416
Lengan kopel Mn
m KN m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
161
4251 Sambungan Balok Balok
1 Sambungan Balok Balok IWF 300 x 150 x 65 x 9 (ϕVn = 2527 KN m)
Gambar 418 Rencana sambungan balok balok IWF 300 x 150 x 65 x 9
Dicoba 5 buah baut M16 (AB = 20114 mm2) dengan tebal pelat 8 mm
fnv = 372 MPa
Kekuatan geser baut
ϕRn = 075 fn AB
= 075 x 372 x 20114
= 5611 KN
Kekuatan tumpuan baut
ϕRn = 12 lc t fu lt 24 d t fu
ϕRn = 12 x 32 x 8 x 370 lt 24 x 16 x 8 x 37
ϕRn = 113664 lt 113664
Jumlah baut perlu
nBAUT =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
162
=
= 45 ~ 5 baut
Untuk baut diameter 16 jarak ke tepi
Jarak minimum = 22 mm (tabel 227)
Jarak maximum = 12 tmin = 12x 6 = 72 mm
Diambil 34 mm
Untuk baut diameter 16 jarak antar baut
Jarak minimum = 3d = 3 x 16 = 48 mm
Jarak maximum = 14 tmin = 14 x 6 = 84 mm
Diambil 50 mm
Kontrol Pelat
ϕVn = 09 x 06 x Ag x fy
= 09 x 06 x 268 x 8 x 240
= 2778 KN gt 2527 KN
Kontrol Las
kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 65 x 06 x 370
= 1082 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
163
kekuatan las transversal
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490
= 779467 Nmm
kekuatan las longitudinal
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490 x ( 1 + 05sin15 90 )
= 116920 Nmm
Sehingga kekuatan sambungan las adalah
P =sum ϕRn min x L
= 779467 x 268 + 1082 x 1295
= 349 KN gt 2527 KN (OK)
Gambar 419 Detail sambungan balok balok IWF 300 x 150 x 65 x 9
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
164
2 Sambungan Balok Balok IWF 250 x 125 x 6 x 9 (ϕVn = 1944 KN m)
Gambar 420 Rencana sambungan balok balok IWF 250 x 125 x 6 x 9
Dicoba 4 buah baut M16 (AB = 20114 mm2) dengan tebal pelat 8 mm
fnv = 372 MPa
Kekuatan geser baut
ϕRn = 075 fn AB
= 075 x 372 x 20114
= 5611 KN
Kekuatan tumpuan baut
ϕRn = 12 lc t fu lt 24 d t fu
ϕRn = 12 x 32 x 8 x 370 lt 24 x 16 x 8 x 370
ϕRn = 113664 lt 113664
Jumlah baut perlu
nBAUT =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
165
=
= 346 ~ 4 baut
Untuk baut diameter 16 jarak ke tepi
Jarak minimum = 22 mm (tabel 227)
Jarak maximum = 12 tmin = 12x 6 = 72 mm
Diambil 34 mm
Untuk baut diameter 16 jarak antar baut
Jarak minimum = 3d = 3 x 16 = 48 mm
Jarak maximum = 14 tmin = 14 x 6 = 84 mm
Diambil 50 mm
Kontrol Pelat
ϕVn = 09 x 06 x Ag x fy
= 09 x 06 x 218 x 8 x 240
= 22602 KN gt 1944 KN
Kontrol Las
kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 6 x 06 x 370
= 999 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
166
kekuatan las transversal
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490
= 779467 Nmm
kekuatan las longitudinal
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490 x ( 1 + 05sin15 90 )
= 116920 Nmm
Sehingga kekuatan sambungan las adalah
P =sum ϕRn min x L
= 779467 x 268 + 999 x 1295
= 33826 KN gt 1944 KN (OK)
Gambar 421 Detail sambungan balok balok IWF IWF 250 x 125 x 6 x 9
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
167
3 Sambungan Balok Balok IWF 200 x 100 x 55 x 8 (ϕVn = 1422 KN m)
Gambar 422 Rencana sambungan balok balok IWF 200 x 100 x 55 x 8
Dicoba 3 buah baut M16 (AB = 20114 mm2) dengan tebal pelat pengaku 8 mm
fnv = 372 MPa
Kekuatan geser baut
ϕRn = 075 fn AB
= 075 x 372 x 20114
= 5611 KN
Kekuatan tumpuan baut
ϕRn = 12 lc t fu lt 24 d t fu
ϕRn = 12 x 32 x 8 x 370 lt 24 x 16 x 8 x 370
ϕRn = 113664 lt 113664
Jumlah baut perlu
nBAUT =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
168
=
= 253 ~ 3 baut
Untuk baut diameter 16 jarak ke tepi
Jarak minimum = 22 mm (tabel 227)
Jarak maximum = 12 tmin = 12 x 6 = 72 mm
Diambil 34 mm
Untuk baut diameter 16 jarak antar baut
Jarak minimum = 3d = 3 x 16 = 48 mm
Jarak maximum = 14 tmin = 14 x 6 = 84 mm
Diambil 50 mm
Kontrol Pelat
ϕVn = 09 x 06 x Ag x fy
= 09 x 06 x 168 x 8 x 240
= 174 KN gt 1422 KN
Kontrol Las
kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 55 x 06 x 370
= 91575 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
169
kekuatan las
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490
= 779467 Nmm
Sehingga kekuatan sambungan las adalah
P = ϕRn min x L
= 779467 x 268
= 20889 KN gt 158 KN (OK)
Gambar 423 Detail sambungan balok balok IWF 200 x 100 x 55 x 8
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
170
4 Sambungan Balok Balok L 70 x 70 x 7 (ϕVn = 635 KN m)
Gambar 424 Rencana sambungan balok balok L 70 x 70 x 7
Kontrol las dengan tebal 5 mm
kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 6 x 06 x 370
= 999 Nmm
kekuatan las
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490
= 779467 Nmm
Sehingga kekuatan sambungan las adalah
P = ϕRn min x L
= 779467 x 110
= 8574 KN gt 635KN (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
171
BAB V
KESIMPULAN DAN SARAN
51 Kesimpulan
Dari hasil perhitungan dan analisa yangtelah dilakukan maka dapat diambil
kesimpulansebagai berikut
1 Dari hasil analisa perhitungan struktur sekunder didapatkan
Pelat lantai elevasi + 580 menggunakan Bondex LYSAGHT
INDONESIA BMT = 07 mm dengan tebal plat beton 120 mm dan untuk
elevasi lain nya digunakan pelat chekered t = 45 mm dengan siku L 70 x
70 x 7 sebagai pengaku
Balok anak lantai pabrik
1 WF 250 x 125 x 6 x 9 untuk elevasi + 580 m
2 WF 200 x 100 x 55 x 8 untuk elevasi yang lain
Gording dengan profil CNP 150 x 50 x 20 x 32
Sagrod Oslash 10 mm
Ikatan angin Oslash 22 mm
Balok tangga UNP 200 x 80 x 75 x 11
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
172
2 Dari hasil analisa perhitungan struktur primer didapatkan
Kolom 350 x 350 x 12 x 19 untuk elevasi +000 sd +1640 pada portal 7
portal 6 dan portal 5
Kolom 300 x 300 x 10 x 15 untuk portal 12 portal 11 portal 10 portal 8
dan portal 7 portal 6 portal 5 dari elevasi +1640 sd +3550
Kolom 200 x 200 x 8 x 12 untuk kolom pendukung pada portal 8 dan 9
Balok 350 x 175 x 7 x 11 komposit untuk elevasi +580
Balok 350 x 175 x 7 x 11 untuk balok atap
Balok 300 x 150 x 65 x 9 komposit untuk balok induk semua elevasi
sesuai gambar kerja
3 Rekapitulasi gaya pada struktur
Tabel 51 Resume gaya luar dan stress ratio kolom
No Dimensi Profil Pu Mux Muy ϕPn ϕMnx ϕMny Stress
Ratio KN KN m KN m KN KN m KN m
1 350 x 350 x 12 x 19 -171412 -7624 -5979 308307 51924 25377 0938
2 300 x 300 x 10 x 15 -54867 -7138 -1717 238600 31937 14724 0710
3 200 x 200 x 8 x 12 -5225 -1217 -612 69605 9547 5244 0334
Tabel 52 Resume gaya luar dan stress ratio balok komposit
No Dimensi Profil M+
max M-max ϕM+ ϕM-
KN m Stress
Ratio (M+) Stress Ratio
(M+) KN m KN m KN m
1 350 x 175 x 7 x 11 122057 180798 43080 249461 0283 0724
2 300 x 150 x 65 x 9 3774 6125 25442 17133 0148 0357
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
173
52 Saran
Perencanaan struktur harus mempertimbangkan aspek teknis ekonomi dan
estetika Pemodelan yang sederhana dapat mempermudah pekerjaan analisa
struktur dan diharapkan hasil yang mendekati kondisi sesungguhnya Perlu
dilakukan analisa geoteknik untuk menentukan titik jepit sesungguhnya agar
mendapatkan hasil prilaku struktur yang sebenarnya
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
188
DAFTAR PUSTAKA
Anonim1 1983 Peraturan Pembebanan Indonesia untuk Gedung 1983
Yayasan Lembaga Penyelidikan Masalah Bangunan
Anonim2 2002 Tatacara Perencanaan Struktur Beton Untuk Bangunan Gedung
SNI 03-2478-2002 Badan Standardisasi Nasional
Anonim3 2012 Tata Cara Perencanaan Ketahanan Gempa Untuk Struktur
Bangunan Gedung Dan Non Gedung SNI-1726-2012 Badan
Standardisasi Nasional
Anonim4 2015 Spesifikasi untuk bangunan baja gedung baja struktural SNI
1729-2015 Badan Standardisasi Nasional
Asroni A 2010 Balok dan Pelat Beton Bertulang Yogyakarta Graha Ilmu
Dewobroto Wiryanto 2015 Struktur Baja Perilaku Analisis Dan
Disain ndash AISC 2010 Tangerang LUMINA Press
Fakhrur Rozi Muhammad 2014 ldquoPengaruh Panjang Daerah Pemasangan Shear
Connector Pada Balok Komposit Terhadap Kuat Lenturrdquo Jurnal Rekayasa
Teknik Sipil Vol 2 No 2 4
Oentoeng 1999 Konstruksi Baja Yogyakarta ANDI
Salmon CG dkk 1995 Struktur Baja Disain Dan Perilaku Jakarta Erlangga
Schueller Wolfgang 1989 Struktur Bangunan Bertingkat Tinggi
Bandung PT ERESCO
Schodek Daniel L 1991 Struktur Bandung PT ERESCO
Setiawan Agus 2008 Perencanaan Struktur Baja dengan Metode LRFD
Jakarta Erlangga
Smith JC Structural Steel Design LRFD Approach Canada Jhon Wlwy amp
Sons 1991
Park R 1989 Evaluation of Ductility of Structures And Structural Assemblages
From Laboratory TestingBulletin of the New Zealand National Society for
Earthquake Engineering Vol 22 No 3 Sepetember 1989New Zealand
University of Canterbury
McComarc JC Structural Steel Design New York Harper amp Row 1981
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xvi
Murray TM dan SummerEA 2003 ldquoExtended End-Plate Moment Connections
Seismic and Wind Applications 2nd Editionrdquo Steel Design Guide Series -
4 American Institute of Steel Construction Inc
Wijaya PK Panjang efektif Untuk Tekuk Torsi Lateral Pada Balok Baja
Dengan Penampang I Konferensi Nasional Teknik Sipil 7 2013
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
- Cover
- Abstrak
- KATA PENGANTAR
- DAFTAR ISI
- BAB I
- BAB II
- BAB III
- BAB IV
- BAB V
- Daftar Pustaka
-
ii
KATA PENGANTAR
Syukur Alhamdulillah saya panjatkan atas kehadirat Allah Subhanahu Wa Tarsquoala
yang telah melimpahkan rahmat dan karunia-Nya kepada saya sehingga tugas akhir ini
dapat diselesaikan dengan baik Tugas akhir ini merupakan syarat untuk mencapai gelar
sarjana Teknik Sipil bidang struktur Departemen Teknik Sipil Fakultas Teknik
Universitas Sumatera Utara dengan judul ldquoPerencanaan Struktur Baja Pada
Bangunan Refinery Dan Fraksinasi Delapan Lantairdquo
Saya menyadari bahwa dalam menyelesaikan tugas akhir ini tidak terlepas dari
dukungan bantuan serta bimbingan dari berbagai pihak Oleh karena itu saya ingin
menyampaikan ucapan terima kasih yang sebesar-besarnya kepada beberapa pihak yang
berperan penting yaitu
1 Bapak Ir Besman Surbakti MT selaku pembimbing yang telah banyak
memberikan dukungan masukan bimbingan serta meluangkan waktu tenaga dan
pikiran dalam membantu saya menyelesaikan tugas akhir ini
2 Bapak Prof Dr Ing Johannes Tarigan selaku Ketua Departemen Teknik Sipil
Fakultas Teknik Universitas Sumatera Utara
3 Bapak Ir Syahrizal MT selaku Sekretaris Departemen Teknik Sipil Fakultas
Teknik Universitas Sumatera Utara
4 Bapak Ir Sanci Barus MT selaku koordinator pada subjurusan Struktur
Departemen Teknik Sipil Fakultas Teknik Universitas Sumatera Utara
5 Bapak Ir Torang Sitorus MT Bapak M Agung Putra Handana ST MT selaku
Dosen Pembanding atas saran dan masukan yang diberikan kepada penulis
terhadap Tugas Akhir ini
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
iii
6 BapakIbu seluruh staff pengajar Departemen Teknik Sipil Fakultas Teknik
Universitas Sumatera Utara
7 Teristimewa dihati buat keluarga saya terutama kepada kedua orang tua saya
Bapak Pudjijono dan Ibu Aswita yang telah memberikan doa motivasi semangat
dan nasehat kepada saya Terima kasih atas segala pengorbanan cinta kasih sayang
dan dorsquoa yang tiada batas untuk saya Saudara-saudara tercinta Guru guru yang
saya hormati dan cintai Orang tua yang saya hormati dan adik adik yang saya
sayang Asilah maisun kurniasih yang telah banyak membantu dan mendukung
saya selama ini terima kasih atas doanya Dan keluarga besar yang selalu memberi
semangat kepada saya Fazray syah player yang selalu berbagi ilmu terima kasih
atas dukungan moril maupun materil
8 Pegawai Administrasi yang telah memberikan bantuan dalam penyelesaian
administrasi Terima kasih atas bantuannya selama awal kuliah sampai saat ini
9 Rekan-rekan mahasiswa Jurusan Teknik Sipil Angkatan 2011 Ahmad Syarief
Barly Dhika Swandana Eky Hilman wardana Philips napitupulu Yogie
Zulfuadli Michael Tambunan lsquo010 Yusriawan lsquo010 bang MHafizrsquo08 bang
Ucuprsquo08 bang Ibnursquo08 bang Siddiqrsquo08 bang bang Ozzyrsquo08 abang-abang dan
kakak senior dan adik-adik angkatan 2012 Ahmed nanda dkk adik-adik angkatan
2013 alby novran dkk adik-adik angkatan 2014 Ridho Rajib dkk dan bagi kawan-
kawan serta adek-adek yang belum tersebutkan namanya saya mohon maaf yang
sebesar-besarnya Miskin harta manusiawi miskin hati jangan apalagi miskin ilmu
maka dari itu tetaplah berkarya
Saya menyadari bahwa dalam penyusunan tugas akhir ini masih jauh dari kata
sempurna yang disebabkan keterbatasan pengetahuan dan kurangnya pemahaman saya
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
iv
Oleh karena itu saya mengharapkan saran dan kritik yang membangun dari para
pembaca demi perbaikan menjadi lebih baik
Akhir kata saya mengucapkan terima kasih dan semoga tugas akhir ini dapat
bermanfaat bagi para pembaca
Medan November 2016
Penulis
Ahmad Amanu SS
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
v
DAFTAR ISI
Halaman
ABSTRAK i
KATA PENGANTAR ii
DAFTAR ISI v
DAFTAR TABEL viii
DAFTAR GAMBAR xi
DAFTAR NOTASI xiv
BAB I PENDAHULUAN 1
11 Latar Belakang 1
12 Perumusan Masalah 2
13 Tujuan Penelitian 3
14 Mamfaat Penelitian 3
15 Pembatasan Masalah 3
16 Sistematika Penulisan 4
BAB II DASAR TEORI 6
21 Dasar Perencanaan 6
211 Jenis Pembebanan 6
2111 Beban Mati 6
2112 Beban Hidup 8
2113 Beban Angin 12
2114 Beban Gempa 13
212 Kombinasi Pembebanan 32
22 Kinerja Struktur Gedung 34
221 Kinerja Batas Layan 34
222 Kinerja Batas Kekuatan 38
2221 Perencanaan Pelat Floor Deck 38
2222 Perencanaan Pelat Chekered 41
2223 Perencanaan Batang Tekan 41
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
vi
2224 Perencanaan Batang Lentur 42
2225 Perencanaan Balok Kolom 48
2226 Perencanaan Balok Komposit 48
2227 Perencanaan Sambungan Las 59
2228 Perencanaan Sambungan Baut 63
23 Disain untuk Stabilitas 72
BAB III METODE PENELITIAN 79
31 Persiapan 79
32 Bagan Alir 79
321 Mulai 80
322 Pengumpulan Data 80
323 Studi Literatur 80
324 Tahap Disain Data 81
325 Pengolahan Data 82
326 Hasil Dan Pembahasan 82
327 Kesimpulan dan saran 82
328 Selesai 82
BAB IV HASIL DAN PEMBAHASAN 83
41 Disain Struktur Sekunder 83
411 Pelat Floor Deck 83
412 Balok Anak Pelat Floor Deck 86
413 Pelat Chekered 91
414 Siku Pengaku Pelat Chekered 93
415 Balok Anak Pelat Chekered 95
416 Gording 97
417 Sagrod 103
418 Ikatan Angin 105
419 Tangga 108
42 Disain Struktur Primer 111
421 Beban Beban Yang Bekerja 111
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
vii
4211 Beban Grafitasi 111
4212 Beban angin 112
4213 Beban Gempa 113
4214 Beban Notional 118
422 Kombinasi Beban 118
423 Kontrol Drift 119
424 Kontrol Profil 121
4241 Kolom 350 x 350 x 12 x 19 121
4242 Kolom 300 x 300 x 10 x 15 125
4243 Kolom 200 x 200 x 8 x 12 129
4244 Balok Komposit 300 x 150 x 65 x 9 133
4245 Balok Komposit 350 x 175 x 7 x 11 141
425 Dimensi Sambungan 149
4251 Sambungan Balok Kolom 149
4252 Sambungan Balok Balok 161
BAB V KESIMPULAN DAN SARAN 171
51 Kesimpulan 171
52 Saran 173
DAFTAR PUSTAKA 174
LAMPIRAN A
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
viii
DAFTAR TABEL
Tabel 21 Berat jenis bahan bangunan 6
Tabel 22 Beban Mati Tambahan (komponen gedung) 7
Tabel 23 Beban Hidup Pada Lantai Bangunan 9
Tabel 24 Beban Hidup Pada Atap 10
Tabel 25 Koefisien reduksi beban hidup 11
Tabel 26 Koefisien Beban Angin 13
Tabel 27 Kategori risiko bangunan gedung dan non gedung untuk beban
gempa 15
Tabel 28 Faktor keutamaan gempa 17
Tabel 29 Faktor R Cd dan Ω0 untuk sistem penahan gaya gempa 19
Tabel 210 Klasifikasi situs 24
Tabel 211 Koefisien situs Fa 26
Tabel 212 Koefisien situs Fv 27
Tabel 213 Kategori desain seismik berdasarkan parameter respons percepatan pada
perioda pendek 28
Tabel 214 Kategori desain seismik berdasarkan parameter respons percepatan
pada perioda 1 detik 28
Tabel 215 Nilai parameter perioda pendekatan Ct dan x 31
Tabel 216 Koefisien untuk batas perioda struktur 32
Tabel 217 Persyaratan untuk masing-masing tingkat yang menahan lebih dari
35 persen gaya geser dasar 34
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
ix
Tabel 218 Simpangan antar lantai ijin 37
Tabel 219 Tebal Minimum balok non-prategang atau pelat satu arah bila
lendutan tidak dihitung 38
Tabel 220 Rasio Tulangan Minimum Pada Pelat 40
Tabel 221 Nilai kekuatan lentur berdasarkan SNI 1729 2015 42
Tabel 222 Batas Lendutan Maksimum 46
Tabel 223 Nilai untuk Rg dan Rp untuk setiap kasus Kapasitas untuk angkur
steel headed stud 59
Tabel 224 Tebal minimum las sudut 61
Tabel 225 Pratarik baut minimum kN 64
Tabel 226 Kekuatan nominal pengencang dan bagian yang berulir ksi (MPa) 66
Tabel 227 Dimensi Lubang Nominal mm 66
Tabel 228 Jarak tepi minimum dari pusat lubang standar ke tepi dari bagian
yang disambung 67
Tabel 229 Kapasitas sambungan end-pelat menurut AISC 2003 70
Tabel 41 Beban mati struktur (rangka) 115
Tabel 42 Beban mati struktur (Atap partisi diafragma dll) 115
Tabel 43 Beban hidup struktur 116
Tabel 44 Waktu getar alami dan partisipasi massa 116
Tabel 45 Base Reaction 117
Tabel 46 Simpangan antar lantai akibat gempa X 119
Tabel 47 Simpangan antar lantai akibat gempa Y 120
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
x
Tabel 48 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 350 x 350 x 12 x 19 123
Tabel 49 Resume gaya geser Kolom 350 x 350 x 12 x 19 125
Tabel 410 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 300 x 300 x 10 x 15 127
Tabel 411 Resume gaya geser Kolom 300 x 300 x 10 x 15 129
Tabel 412 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 200 x 200 x 8 x 12 131
Tabel 413 Resume gaya geser Kolom 200 x 200 x 8 x 12 133
Tabel 414 Resume Gaya luar envelope balok komposit 300 x 150 x 65 x 9 134
Tabel 415 Resume Gaya luar envelope balok komposit 350 x 175 x 7 x 11 141
Tabel 51 Resume gaya luar dan stress ratio kolom 172
Tabel 52 Resume gaya luar dan stress ratio balok komposit 172
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xi
DAFTAR GAMBAR
Gambar 21 Jalur Cincin Api dan Gunung Berapi Sebagai Pusat Gempa 14
Gambar 22 Peta Gempa Pada SNI 1726 2012 14
Gambar 23 Respon Spektrum Gempa Rencana Wilayah Medan (SNI-03-
1726-2012) 17
Gambar 24 Penentuan simpangan antar lantai 36
Gambar 25 Diagram tegangan momen positif floor deck 39
Gambar 26 Diagram tegangan momen negatif floor deck 41
Gambar 27 Kuat Momen Lentur Nominal Akibat Tekuk Torsi Lateral 45
Gambar 28 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan
ẏ lt (ts - hfd) 50
Gambar 29 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan
ẏ gt (ts - hfd) 50
Gambar 210 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan
ẏ lt (ts + tf) 52
Gambar 211 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan
ẏ gt (ts + tf) 53
Gambar 212 Diagram tegangan balok komposit momen negatif dengan
ts gt ẏ gt (ts + tf) 55
Gambar 213 Diagram tegangan balok komposit momen negatif dengan
ẏ gt (ts + tf) 56
Gambar 214 Tebal efektif las sudut 60
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xii
Gambar 215 Panjang las longitudinal 61
Gambar 216 Momen plastis siklik pada sambungan pemikul momen 63
Gambar 217 Sambungan pemikul momen menurut AISC 2003 67
Gambar 218 Lokasi sendi plastis 68
Gambar 219 Menentukan Muc 68
Gambar 220 Geometri sambungan end-plate 68
Gambar 221 Momen kopel baut tarik terhadap sayap tekan 69
Gambar 222 Sambungan balok anak ke balok induk 72
Gambar 223 Pengaruh Orde ke-2 (AISC 2010) 74
Gambar 31 Diagram Alir Penelitian 79
Gambar 41 Tributari area elevasi +580 m 83
Gambar 42 Distribusi momen untuk pelat satu arah 84
Gambar 43 Diagram tegangan momen kopel (positif) floor deck 84
Gambar 44 Diagram tegangan momen kopel (negatif) floor deck 85
Gambar 45 Tributari area elevasi +1070 m 91
Gambar 46 Distribusi momen untuk pelat satu arah 92
Gambar 47 Rencana atap elevasi +1250 m dan +3550 m 97
Gambar 48 Kecepatan angin 98
Gambar 49 Rencana sagrod 103
Gambar 410 Tributari area ikatan angin 105
Gambar 411 Rencana tangga 108
Gambar 412 Respon spectra rencana 113
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xiii
Gambar 413 Beban notional pada etabs 2015 118
Gambar 414 Grafik simpangan antar lantai VS elevasi akibat gempa ndash X 120
Gambar 415 Grafik simpangan antar lantai VS elevasi akibat gempa ndash Y 121
Gambar 416 Rencana sambungan balok kolom IWF 350 x 175 x 7 x 11 149
Gambar 417 Rencana sambungan balok kolom IWF 300 x 150 x 65 x 9 155
Gambar 418 Rencana sambungan balok balok IWF 300 x 150 x 65 x 9 161
Gambar 419 Detail sambungan balok balok IWF 300 x 150 x 65 x 9 163
Gambar 420 Rencana sambungan balok balok IWF 250 x 125 x 6 x 9 164
Gambar 421 Detail sambungan balok balok IWF IWF 250 x 125 x 6 x 9 166
Gambar 422 Rencana sambungan balok balok IWF 200 x 100 x 55 x 8 167
Gambar 423 Detail sambungan balok balok IWF 200 x 100 x 55 x 8 169
Gambar 424 Rencana sambungan balok balok L 70 x 70 x 7 170
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xiv
DAFTAR NOTASI
A luas penampang beton (mm2)
A B luas penampang baut (mm2)
As luas tulangan tarik (mm2)
Asrsquo luas tulangan tekan (mm2)
Av luas tulangan geser dalam daerah sejarak s (mm2)
Aw luas badan profil
Cb faktor midifikasi tekuk torsi lateral untuk diagram momen tidak merata
Cd faktor amplifikasi defleksi
Cu koefisien batas prioda struktur
Cs koefisien respons seismik
Ct koefisien prioda struktur pendekatan
Cw konstanta warping
Eh gaya gempa horizontal
Ev gaya gempa vertikal
Es modulus elastisitas baja (MPa)
Ec modulus elastisitas beton (MPa)
I momen inersia (mm4)
Ie faktor keutamaan gempa
J konstanta torsi
K koefisien panjang efektif
Lp panjang plastis
Lr panjang batas untuk kondisi inelastis
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xv
Lb panjang profil tak terkekang
Mu momen maksimum pada komponen struktur (Nmm)
Mn momen tahanan nominal profilpenampang
Mux momen lentur terfaktor terhadap sumbu-x
Muy momen lentur terfaktor terhadap sumbu-y
Muc momen rencana sambungan
Mnx kuat nominal lentur penampang terhadap sumbu-x
Mny kuat nominal lentur penampang terhadap sumbu-y
N jumlah tingkat
Ni gaya notional yang bekerja pada level i
Pr gaya tekan hasil kombinasi LRFD
Pe gaya menurut euler
Pn gaya terkoreksi menurut SNI 1729 2015
Ptr Kuat tarik baut
R faktor modifikasi respons
SDS parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang perioda
pendek
S1 parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang sebesar
10 detik
Ta waktu getar struktur pendekatan
Tc waktu getar struktur analisa modal
nV kuat geser nominal (N)
Vu gaya geser hasil kombinasi LRFD
V1 gaya geser dasar nominal sebagai respons dinamik ragam yang
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xvi
pertama saja
Vt gaya geser dasar nominal yang didapat dari hasil analisis ragam
spektrum respons yang telah dilakukan
W berat seismik efektif
Y konstanta tebal end-plate
a tinggi blok tegangan (mm)
b lebar balok (mm)
c jarak serat tekan terluar ke garis netral (mm)
cv koefisien geser
d jarak dari serat tekan terluar ke titik berat tulangan tarik tinggi efektif (mm)
drsquo jarak dari serat tekan terluar ke titik berat tulangan tekan (mm)
g percepatan grafitasi
hfd tinggi floor deck
frsquoc kuat tekan beton (MPa)
ffd tegangan floor deck
fy tegangan leleh baja (MPa)
fnt tegangan tarik baut (MPa)
fnv tegangan geser baut (MPa)
h tinggi balok (mm)
kv koefisien tekuk geser pelat badan
qDL beban akibat berat sendiri (kNm)
qLL beban akibat beban hidup (kNm)
qWL beban akibat tekanan angin (kNm)
r jari jari inersia (mm4)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xvii
Δ defleksi pada elemen global
1 konstanta yang merupakan fungsi dari kelas kuat beton
δ defleksi pada elemen lokal
λ kelangsingan =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
1
BAB I
PENDAHULUAN
11 Latar Belakang
Perkembangan industri pengolahan kelapa sawit yang pesat di
Indonesia khususnya sumatera utara ahkir ahkir ini memicu pertumbuhan dan
pembangunan pabrik refinery (pemurnian) dan Fraksinasi (pemisahan) kelapa
sawit dimana pabrik refinery dan fraksinasi tersebut mendorong para
perencana bangunan untuk membuat bangunan pabrik tingkat tinggi yang
tahan gempa Dimana berdasarkan geografis Indonesia terletak di antara dua
lempeng dunia yang aktif yaitu Eurasia dan Australia Hal ini
mengkibatkan Indonesia merupakan daerah rawan gempa Akhir ndash akhir ini
gempa yang mengguncang pulau sumatera terjadi dalam skala besar tahun
2004 gempa Aceh (26 desember Skala 92) yang disertai Tsunami dan gempa
padang (30 September 2009 Skala 76) yang masih sering terjadi hingga saat
ini sehingga mengakibatkan kerusakan pada bangunan tingkat tinggi yang
cukup parah
Kondisi itu menyadarkan kita bahwa Indonesia merupakan daerah
rawan terjadinya gempa Untuk mengurangi resiko bencana yang terjadi
diperlukan konstruksi bangunan tahan gempa Hal ini pula yang menuntut
seorang perencana agar membuat perencanaan struktur bangunan tingkat tinggi
agar dapat menahan gaya yang diakibatkan oleh gempa bumi tersebut
Struktur yang kuat biasanya memiliki dimensi yang besar tetapi tidak
ekonomis jika diterapkan pada bangunan bertingkat tinggi Perhitungan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
2
dimensi biasanya didasarkan pada kolom atau balok struktur yang menanggung
beban paling besar Untuk mendapatkan dimensi penampang yang optimal
maka besar gaya-gaya yang bekerja pada struktur perlu diketahui analisa balok
maupun kolom
Dengan adanya pengaruh beban-beban yang bekerja maka kapasitas
momen akan dideformasikan merata ke seluruh elemen Apabila struktur lentur
maka pembebanan pada balok perlu diperhitungkan deformasi momennya
Tugas akhir ini merupakan studi untuk merencanakan bangunan tingkat
tinggi dengan struktur baja Dimana bangunan tingkat tinggi tersebut harus
mampu bertahan terhadap gaya gempa dan gaya grafitasi yang terjadi
12 Perumusan Masalah
Dari latar belakang dapat dirumuskan suatu permasalahan sebagai berikut
1 Bagaimana merencanakan dimensi gording terhadap momen akibat gaya
grafitasi dan angin
2 Bagaimana merencanakan tebal floor deck terhadap momen akibat gaya
grafitasi
3 Bagaimana merencanakan dimensi balok anak terhadap momen akibat
gaya grafitasi
4 Bagaimana merencanakan tangga terhadap momen akibat gaya grafitasi
5 Bagaimana merencanakan lantai dengan checkered mild steel
6 Bagaimana merencanakan dimensi kolom dan dimensi balok pada sistem
rangka pemikul momen akibat gaya gravitasi dan gaya gempa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
3
7 Bagaimana pemodelan dan menganalisa struktur dengan menggunakan
program bantu ETABS 2015
13 Tujuan Penelitian
Adapun maksud dan tujuan penulisan tugas akhir ini adalah
1 Merencanakan dimensi gording terhadap momen akibat gaya grafitasi dan
angin
2 Merencanakan tebal floor deck terhadap momen akibat gaya grafitasi
3 Merencanakan dimensi balok anak terhadap momen akibat gaya grafitasi
4 Merencanakan tangga terhadap momen akibat gaya grafitasi
5 Merencanakan lantai dengan checkered mild steel
6 Merencanakan dimensi kolom dan dimensi balok pada sistem rangka
pemikul momen akibat gaya gravitasi dan gaya gempa
7 Memodelan dan menganalisa struktur dengan menggunakan program bantu
ETABS 2015
14 Mamfaat Penelitian
Tugas akhir ini diharapkan dapat menambah ilmu dan pengetahuan tentang
perencanaan struktur baja pada bangunan yang berfungsi sebagai pabrik dengan
SNI-03-1729-2015 dan SNI-03-1726-2012
15 Pembatasan masalah
Dalam penelitian ini permasalahan dibatasi ruang lingkupnya agar tidak
terlalu luas Pembatasan masalah meliputi
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
4
a Gaya yang bekerja pada struktur utama adalah gaya gravitasi dan gempa
b Tekanan angin pada atap dihitung antara kecepatan angin maximum atau
tekanan minimum
c Jumlah Lantai 8 tingkat
d Fungsi bangunan adalah sebagai pabrik
e Mesin mempunyai struktur dan pondasi sendiri
f Gedung terletak di medan dan digunakan respons spectrum kota medan
pada SNI-03-1726-2012 pada jenis tanah keras
g Tidak meninjau struktur bawah
h Mengunakan pedoman perencanaan pembebanan untuk rumah dan gedung
(SKBI-1353-1987) sebagai acuan beban gravitasi dan beban angin
16 Sistematika Penulisan
BAB I Pendahuluan
Bab ini mencakup latar belakang penelitian tujuan penelitian
pembatasan masalah mekanisme percobaan metodologi penelitian
manfaat penelitian dan sistematika penulisan
BAB II Dasar teori
Pada bab ini berisikan tentang dasar-dasar teori yang berkaitan tentang
penelitian
BAB III Metode perencanaan
Pada bab ini berisikan tentang data spesifikasi dan perencanaan mutu
baja yang digunakan mutu beton yang di gunakan spefisikasi teknis
yang di gunakan dan metode perencanaan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
5
BAB IV Hasil dan Pembahasan
Pada bab ini membahas tentang hasil dari perencanaan struktur
sekunde perencanaan sistem rangka utama shear conector sambungan
dan gambar teknik
BAB V Kesimpulan dan Saran
Pada bab ini berisikan kesimpulan dari hasil penelitian yang diperoleh
dan saran-saran mengenai penelitian yang dilakukan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
6
BAB II
DASAR TEORI
21 Dasar Perencanaan
211 Jenis Pembebanan
Perencanakan struktur pada suatu bangunan bertingkat berdasarkan pada
gaya gaya yang akan bekerja pada bangunan tersebut struktur yang didisain harus
mampu mendukung berat bangunan beban hidup akibat fungsi bangunan tekanan
angin maupun beban khusus berupa gempa dll Beban-beban yang bekerja pada
struktur dihitung menurut Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983
2111 Beban Mati (qDL)
Beban mati adalah berat dari semua bagian dari suatu gedung yang bersifat tetap
termasuk segala unsur tambahan penyelesaianndashpenyelesaian mesin mesin serta
peralatan tetap yang merupakan bagian tak terpisahkan dari gedung ituUntuk
merencanakan gedung ini beban mati yang terdiri dari berat sendiri bahan
bangunan dan komponen gedung adalah
Tabel 21 Berat jenis bahan bangunan
No Material Berat Keterangan 1 Baja 7850 kgm3
2 Batu alam 2600 kgm3
3 Batu belah batu bulatbatu gunung 1500 kgm3 berat tumpuk 4 Batu karang 700 kgm3 berat tumpuk
5 Batu pecah 1450 kgm3
6 Besi tuang 7250 kgm3
7 Beton 2200 kgm3
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
7
Tabel 21 Berat jenis bahan bangunan (lanjutan)
No Material Berat Keterangan 8 Beton bertulang 2400 kgm3
9 Kayu 1000 kgm3 kelas I
10 Kerikil koral 1650 kgm3 kering udara sampai
11 Pasangan bata merah 1700 kgm3
12 Pasangan batu belah batu bulat 2200 kgm3
13 Pasangan batu cetak 2200 kgm3
14 Pasangan batu karang 1450 kgm3
15 Pasir 1600 kgm3 kering udara sampai
16 Pasir 1800 kgm3 jenuh air
17 Pasir kerikil koral 1850 kgm3 kering udara sampai
18 Tanah lempung dan lanau 1700 kgm3 kering udara sampai
19 Tanah lempung dan lanau 2000 kgm3 basah
20 Timah hitam timbel) 11400 kgm3
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
Tabel 22 Beban Mati Tambahan (komponen gedung)
No Material Berat Keterangan
1 Adukan per cm tebal
21
kgm2
- dari semen
- dari kapur semen merahtras 17 kgm2
2 Aspal per cm tebal 14 kgm2
3 Dinding pasangan bata merah
450
kgm2
- satu batu
- setengah batu 250 kgm2
4
Dinding pasangan batako - berlubang tebal dinding 20 cm (HB 20) tebal dinding 10 cm (HB 10)
200120
kgm2
kgm2
- tanpa lubang tebal dinding 15 cm tebal dinding 10 cm
300
200
kgm2
kgm2
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
8
Tabel 22 Beban mati tambahan (komponen gedung) (lanjutan)
No Material Berat Keterangan
5
Langit-langit amp dinding terdiri
- semen asbes (eternit) tebal
maks 4 mm
- kaca tebal 3-5 mm
11
10
kgm2
kgm2
termasuk rusuk-rusuk
tanpa pengantung atau
pengaku
6 Lantai kayu sederhana dengan 40 kgm2 tanpa langit-langit bentang
7 Penggantung langit-langit (kayu) 7 kgm2 bentang maks 5 m jarak
8 Penutup atap genteng 50 kgm2 dengan reng dan usuk kaso
9 Penutup atap sirap 40 kgm2 dengan reng dan usuk kaso
10 Penutup atap seng gelombang 10 kgm2 tanpa usuk
11 Penutup lantai ubin cm tebal 24 kgm2 ubin semen portland teraso
12 Semen asbes gelombang (5 mm) 11 kgm2
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
2112 Beban Hidup (qLL)
Beban hidup adalah semua beban yang terjadi akibat penghuni atau pengguna suatu
gedung termasuk beban ndash beban pada lantai yang berasal dari barang ndash barang yang
dapat berpindah mesin ndash mesin serta peralatan yang merupakan bagian yang tidak
terpisahkan dari gedung dan dapat diganti selama masa hidup dari gedung itu
sehingga mengakibatkan perubahan pembebanan lantai dan atap tersebut
Khususnya pada atap beban hidup dapat termasuk beban yang berasal dari air hujan
(PPIUG 1983)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
9
Beban hidup merupakan baban-beban gravitasi yang bekerja pada saat struktur
telah berfungsi namun bervariasi dalam besar dan lokasinya Contohnya adalah
beban orang furnitur perkakas yang dapat bergerak kendaraan dan barang-barang
yang dapat disimpan Secara praktis beban hidup bersifat tidak permanen
sedangkan yang lainnya sering berpindah-pindah tempatnya Karena tidak
diketahui besar lokasi dan kepadatannya besar dan posisi sebenarnya dari beban-
beban semacam itu sulit sekali ditentukan (Salmon dan Johnson 1992)
Beban hidup untuk bangunan terdiri dari beban hidup lantai dan beban hidup atap
yang bervariasi bergantung pada fungsi bangunan tersebut
Tabel 23 Beban Hidup Pada Lantai Bangunan
No Fungsi Beban Hidup
a Lantai dan tangga rumah tinggal kecuali disebut no b 200 kgm2
b Lantai amp tangga rumah tinggal sederhana dan gudang gudang tidak penting yang bukan untuk toko pabrik atau bengkel
125 kgm2
c Lantai sekolah ruang kuliah Kantor Toko toserba Restoran Hotel asrama Rumah Sakit
250 kgm2
d Lantai ruang olahraga 400 kgm2
e Lantai ruang dansa 500 kgm2
f Lantai dan balkon dalam dari ruang pertemuan yang lain dari pada yang disebut dalam a sd e seperti masjid gereja ruang pagelaranrapat bioskop dengan tempat duduk tetap
400 kgm2
g Lantai panggung dengan tempat duduk tidak tetap atau untuk penonton yang berdiri
500 kgm2
h Lantai Tangga bordes tangga dan gang dari yang disebut dalam c
300 kgm2
i Lantai Tangga bordes tangga dan gang dari yang disebut dalam d e f dan g
500 kgm2
j Lantai ruang pelengkap dari yang disebut dalam c d e f dan g
250 kgm2
k
Lantai Pabrik bengkel gudang Perpustakaan ruang arsiptoko buku toko besi ruang alat alat dan ruang mesin harus direncanakan terhadap beban hidup ditentukan tersendiri dengan minimum
400 kgm2
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
10
Tabel 23 Beban Hidup Pada Lantai Bangunan (lanjutan)
No Fungsi Beban Hidup
l Lantai gedung parkir bertingkat - Lantai bawah - Lantai tingkat lainnya
800 kgm2
400 kgm2
m Lantai balkon-balkon yang menjorok bebas keluar harus direncanakan terhadap beban hidupdari lantai ruang berbatasan dengan minimum
300 kgm2
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
Tabel 24 Beban Hidup Pada Atap
No Fungsi Beban Hidup
a Atap bagiannya dapat dicapai orang termasuk kanopi dan atap dak
100 kgm2
b Atap bagiannya tidak dapat dicapai orang (diambil min) - beban hujan - beban terpusat
20 kgm2 100 kg
c Balokgording tepi kantilever 200 kgm2
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
Berhubung peluang untuk terjadi beban hidup penuh yang membebani semua
bagian dan semua unsur struktur pemikul secara serempak selama unsur gedung
tersebut adalah sangat kecil maka pada perencanaan balok induk dan portal dari
system pemikul beban dari suatu struktur gedung beban hidupnya dikalikan
dengan suatu koefisien reduksi yang nilainya tergantung pada penggunaan
gedung yang ditinjau dan yang dicantumkan pada tabel 25
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
11
Tabel 25 Koefisien reduksi beban hidup
Penggunaan gedung
Koefisien Reduksi Beban HidupPerencanaan balok
induk dan portal Peninjauan
gempa
PERUMAHANPENGHUNIAN
Rumah tinggal asrama hotel rumah sakit
075 030
PENDIDIKAN Sekolah Ruang kuliah
090
050
PERTEMUAN UMUM Mesjid gereja bioskop restoran ruang dansa ruang pagelaran
090 050
KANTOR Kantor Bank 060 030
PERDAGANGAN
Toko toserba pasar 080 080
PENYIMPANAN
Gudang perpustakaan ruang arsip 080 080
INDUSTRI Pabrik bengkel 100 090
TEMPAT KENDARAAN
Garasi gedung parkir 090 050
GANG amp TANGGA - Perumahanpenghunian - Pendidikan kantor - Pertemuan umum perdagangan - Penyimpanan industri tempat
kendaraan
075 075 090
030 050 050
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
12
2113 Beban Angin (qWL)
Besarnya beban angin yang bekerja pada struktur bangunan tergantung dari
kecepatan angin rapat massa udara letak geografis bentuk dan ketinggian
bangunan serta kekakuan struktur Bangunan yang berada pada lintasan angin
akan menyebabkan angin berbelok atau dapat berhenti Sebagai akibatnya energi
kinetik dari angin akan berubah menjadi energi potensial yang berupa tekanan atau
hisapan pada bangunan Beban Angin adalah semua beban yang bekerja pada
gedung atau bagian gedung
Beban Angin ditentukan dengan menganggap adanya tekanan positif dan tekanan
negatif (hisapan) yang bekerja tegak lurus pada bidang yang ditinjau Besarnya
tekanan positif dan negatif yang dinyatakan dalam kgm2 ini ditentukan dengan
mengalikan tekanan tiup dengan koefisien ndash koefisien angin Tekan tiup harus
diambil minimum 25 kgm2 kecuali untuk daerah di laut dan di tepi laut sampai
sejauh 5 km dari tepi pantai Pada daerah tersebut tekanan hisap diambil minimum
40 kg m2 (dimana V adalah kecepatan angin dalam mdet yang harus ditentukan
oleh instansi yang berwenang Sedangkan koefisien angin ( + berarti tekanan dan ndash
berarti isapan ) beban tekanan angin disederhanakan dalam bentuk koefisen angin
yang di rangkum dalam tabel 26
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
13
Tabel 26 Koefisien Beban Angin
No Jenis Gedung Struktur Posisi Tinjauan Koefisien 1 Gedung tertutup
a Dinding vertikal b Atap segitiga
c Atap segitiga majemuk
- di pihak angin - di belakang angin - sejajar arah angin
- di pihak angin (α lt 65o)
- di pihak angin (65o lt α lt90o) - di belakang angin (semua sudut)
- bidang atap di pihak angin (α lt 65o ) - bidang atap di pihak angin
(65oltαlt90o) - bidang atap di belakang angin (semua sudut)
- bidang atap vertikal di belakang angin (semua sudut)
+ 09 - 04 - 04
( 002α - 04)
+ 09 - 04
( 002α - 04)
+ 09
- 04
+ 04
2 Gedung terbuka sebelah Sama dengan No1 dengan tambahan
- bid dinding dalam di pihak angin
- bid dinding dalam di belakang angin
+ 06
- 03
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
2114Beban Gempa
Perhitungan beban gempa dilakukan dengan standart Tata Cara Perencanaan
ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 1726 2012 Pada
peraturan tersebut menggunakan percepatan permukaan tanah (PGA) sebagai acuan
dasar standart Percepatan permukaan tanah adalah percepatan tanah yang sampai
ke lokasi bangunan tersebut akibat adanya gempa dari pusat gempa Variasi
percepatan permukaan tanah bervariasi tergantung jarak dari pusat gempa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
14
Sumber httpekspedisikompascomcincinapiindexphpinfografis39
Gambar 21 Jalur Cincin Api dan Gunung Berapi Sebagai Pusat Gempa
Gambar 22 Peta Gempa Pada SNI 1726 2012
Beban Gempa rencana pada SNI 1726 2012 ditetapkan sebagai gempa dengan
kemungkinan terlewati besaran nya selama umur struktur bangunan 50 tahun
sebesar 2 Untuk berbagai kategori risiko struktur bangunan gedung dan non
gedung sesuai Tabel 1 pengaruh gempa rencana terhadapnya harus dikalikan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
15
dengan suatu faktor keutamaan Ie menurut Tabel 2 Khusus untuk struktur
bangunan dengan kategori risiko IV bila dibutuhkan pintu masuk untuk
operasional dari struktur bangunan yang bersebelahan maka struktur bangunan
yang bersebelahan tersebut harus didesain sesuai dengan kategori risiko IV
Tabel 27 Kategori risiko bangunan gedung dan non gedung untuk beban
gempa
Jenis pemanfaatan Kategori risiko
Gedung dan non gedung yang memiliki risiko rendah terhadap jiwa manusia pada saat terjadi kegagalan termasuk tapi tidak dibatasi untuk antara lain
- Fasilitas pertanian perkebunan perternakan dan perikanan - Fasilitas sementara - Gudang penyimpanan - Rumah jaga dan struktur kecil lainnya
I
Semua gedung dan struktur lain kecuali yang termasuk dalam kategori risiko IIIIIV termasuk tapi tidak dibatasi untuk
- Perumahan - Rumah toko dan rumah kantor - Pasar - Gedung perkantoran - Gedung apartemen rumah susun - Pusat perbelanjaan mall - Bangunan industri - Fasilitas manufaktur - Pabrik
II
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
16
Tabel 27 Kategori risiko bangunan gedung dan non gedung untuk beban
gempa (lanjutan)
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
Jenis pemanfaatan Kategori risiko
Gedung dan non gedung yang memiliki risiko tinggi terhadap jiwa manusia pada saat terjadi kegagalan termasuk tapi tidak dibatasi untuk
- Bioskop - Gedung pertemuan - Stadion - Fasilitas kesehatan yang tidak memiliki unit bedah dan unit gawat darurat - Fasilitas penitipan anak - Penjara - Bangunan untuk orang jompo
Gedung dan non gedung tidak termasuk kedalam kategori risiko IV yang memiliki potensi untuk menyebabkan dampak ekonomi yang besar danatau gangguan massal terhadap kehidupan masyarakat sehari-hari bila terjadi kegagalan termasuk tapi tidak dibatasi untuk
- Pusat pembangkit listrik biasa - Fasilitas penanganan air - Fasilitas penanganan limbah - Pusat telekomunikasi
Gedung dan non gedung yang tidak termasuk dalam kategori risiko IV (termasuk tetapi tidak dibatasi untuk fasilitas manufaktur proses penanganan penyimpanan penggunaan atau tempat pembuangan bahan bakar berbahaya bahan kimia berbahaya limbah berbahaya atau bahan yang mudah meledak) yang mengandung bahan beracun atau peledak di mana jumlah kandungan bahannya melebihi nilai batas yang disyaratkan oleh instansi yang berwenang dan cukup menimbulkan bahaya bagi masyarakat jika terjadi kebocoran
III
Gedung dan non gedung yang ditunjukkan sebagai fasilitas yang penting termasuk tetapi tidak dibatasi untuk
- Bangunan-bangunan monumental - Gedung sekolah dan fasilitas pendidikan - Rumah sakit dan fasilitas kesehatan lainnya yang memiliki fasilitas bedah
dan unit gawat darurat - Fasilitas pemadam kebakaran ambulans dan kantor polisi serta garasi
kendaraan darurat - Tempat perlindungan terhadap gempa bumi angin badai dan tempat
perlindungan darurat lainnya - Fasilitas kesiapan darurat komunikasi pusat operasi dan fasilitas lainnya
untuk tanggap darurat - Pusat pembangkit energi dan fasilitas publik lainnya yang dibutuhkan pada
saat keadaan darurat - Struktur tambahan (termasuk menara telekomunikasi tangki penyimpanan
bahan bakar menara pendingin struktur stasiun listrik tangki air pemadam kebakaran atau struktur rumah atau struktur pendukung air atau material atau peralatan pemadam kebakaran ) yang disyaratkan untuk beroperasi pada saat keadaan darurat
Gedung dan non gedung yang dibutuhkan untuk mempertahankan fungsi struktur bangunan lain yang masuk ke dalam kategori risiko IV
IV
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
17
Tabel 28 Faktor keutamaan gempa
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
lokasi proyek berada pada daerah wilayah medan (045g = 441 ms2) sehingga
di digunakan spectrum rencana sebagai berikut
Sumber httppuskimpugoidAplikasidesain_spektra_indonesia_2011
Gambar 23 Respon Spektrum Gempa Rencana Wilayah Medan
(SNI-03-1726-2012)
Kategori risiko Faktor keutamaan gempa Ie
I atau II 10III 125IV 150
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
18
Sistem penahan gaya gempa lateral dan vertikal dasar harus memenuhi salah
satu tipe yang ditunjukkan dalam Tabel 9 atau kombinasi sistem seperti dalam
722 723 dan 724 Pembagian setiap tipe berdasarkan pada elemen vertikal
yang digunakan untuk menahan gaya gempa lateral Sistem struktur yang
digunakan harus sesuai dengan batasan system struktur dan batasan ketinggian
struktur yang ditunjukkan dalam Tabel 9 Koefisien modifikasi respons yang
sesuai R faktor kuat lebih sistem 0 Ω dan koefisien amplifikasi defleksi d C
sebagaimana ditunjukkan dalam Tabel9 harus digunakan dalam penentuan
geser dasar gaya desain elemen dan simpangan antarlantai tingkatdesain
Setiap sistem penahan gaya gempa yang dipilih harus dirancang dan didetailkan
sesuai dengan persyaratan khusus bagi sistem tersebut yang ditetapkan dalam
dokumen acuan yang berlaku seperti terdaftar dalam Tabel 9 dan persyaratan
tambahan yang ditetapkan dalam 714 Sistem penahan gaya gempa yang tidak
termuat dalam Tabel 9 diijinkan apabila data analitis dan data uji diserahkan
kepada pihak yang berwenang memberikan persetujuan yang membentuk
karakteristik dinamis dan menunjukkan tahanan gaya lateral dan kapasitas
disipasi energi agar ekivalen dengan sistem struktur yang terdaftar dalam Tabel
9 untuk nilainilai ekivalen dari koefisien modifikasi respons R koefisien kuat-
lebih sistem Ω0 dan factor amplifikasi defleksi Cd (SNI 17262012)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
19
Tabel 29 Faktor R Cd dan Ω0 untuk sistem penahan gaya gempa
Sistem penahan-gaya seismik
Koefisien modifika
si respons
Ra
Faktor kuat- lebih sistem
Ω0g
Faktor
pembesaran defleksi
Cdb
Batasan sistem struktur dan batasan
tinggi struktur h (m) c
Kategori desain seismik
B C D
d E d
F e
A Sistem dinding penumpu 711 712 713 714 715 716 717 718
1 Dinding geser beton bertulang khusus 5 2frac12 5 TB TB 48 48 30
2 Dinding geser beton bertulang biasa 4 2frac12 4 TB TB TI TI TI
3 Dinding geser beton polos didetail 2 2frac12 2 TB TI TI TI TI
4 Dinding geser beton polos biasa 1frac12 2frac12 1frac12 TB TI TI TI TI
5 Dinding geser pracetak menengah 4 2frac12 4 TB TB 12k 12k 12k
6 Dinding geser pracetak biasa 3 2frac12 3 TB TI TI TI TI
7 Dinding geser batu bata bertulang khusus 5 2frac12 3frac12 TB TB 48 48 30
8 Dinding geser batu bata bertulang h
3frac12 2frac12 2frac14 TB TB TI TI TI
9 Dinding geser batu bata bertulang biasa 2 2frac12 1frac34 TB 48 TI TI TI
10Dinding geser batu bata polos didetail 2 2frac12 1frac34 TB TI TI TI TI
11Dinding geser batu bata polos biasa 1frac12 2frac12 1frac14 TB TI TI TI TI
12Dinding geser batu bata prategang 1frac12 2frac12 1frac34 TB TI TI TI TI
13Dinding geser batu bata ringan (AAC) bertulang biasa
2 2frac12 2 TB 10 TI TI TI
14Dinding geser batu bata ringan (AAC) polos biasa
1frac12 2frac12 1frac12 TB TI TI TI TI
15Dinding rangka ringan (kayu) dilapisidengan panel struktur kayu yang ditujukanuntuk tahanan geser atau dengan lembaran baja
6frac12 3 4 TB TB 20 20 20
16Dinding rangka ringan (baja canai dingin)yang dilapisi dengan panel struktur kayuyang ditujukan untuk tahanan geser ataudengan lembaran baja
6frac12 3 4 TB TB 20 20 20
17 Dinding rangka ringan dengan panel geser dari semua material lainnya
2 2frac12 2 TB TB 10 TI TI
18Sistem dinding rangka ringan (baja canai dingin) menggunakan bresing strip datar
4 2 3frac12 TB TB 20 20 20
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
20
Tabel 29 Faktor R Cd dan Ω0 untuk sistem penahan gaya gempa (lanjutan)
Sistem penahan-gaya seismik
Koefisien modifikasi respons
Ra
Faktor kuat- lebih sistem
Ω0g
Faktor
pembesarandefleksi
Cdb
Batasan sistem struktur dan batasan
tinggi struktur h (m) c
Kategori desain seismik
B C D d E
d F
e
B Sistem rangka bangunan
1 Rangka baja dengan bresing eksentris 8 2 4 TB TB 48 48 30
2 Rangka baja dengan bresing konsentris 6 2 5 TB TB 48 48 30 3 Rangka baja dengan bresing konsentris biasa 3frac14 2 3frac14 TB TB 10j 10j TIj
4 Dinding geser beton bertulang khusus 6 2frac12 5 TB TB 48 48 30
5 Dinding geser beton bertulang biasa 5 2frac12 4 TB TB TI TI TI 6 Dinding geser beton polos detail 2 2frac12 2 TB TI TI TI TI
7 Dinding geser beton polos biasa 1frac12 2frac12 1 TB T TI TI TI
8 Dinding geser pracetak menengah 5 2frac12 4 TB TB 12k 12k 12k
9 Dinding geser pracetak biasa 4 2frac12 4 TB TI TI TI TI 10Rangka baja dan beton komposit
dengan bresing eksentris 8 2 4 TB TB 48 48 30
11Rangka baja dan beton komposit dengan bresing konsentris khusus
5 2 4frac12
TB TB 48 48 30
12Rangka baja dan beton komposit dengan bresing biasa
3 2 3 TB TB TI TI TI
13Dinding geser pelat baja dan beton komposit 6frac12 2frac12 5 TB TB 48 48 30
14Dinding geser baja dan beton komposit 6 2frac12 5 TB TB 48 48 30
15Dinding geser baja dan beton komposit biasa 5 2frac12 4 TB TB TI TI TI
16Dinding geser batu bata bertulang khusus 5frac12 2frac12 4 TB TB 48 48 30
17Dinding geser batu bata bertulang menengah 4 2frac12 4 TB TB TI TI TI
18Dinding geser batu bata bertulang biasa 2 2frac12 2 TB 48 TI TI TI
19Dinding geser batu bata polos didetail 2 2frac12 2 TB TI TI TI TI
20Dinding geser batu bata polos biasa 1frac12 2frac12 1 TB T TI TI TI
21Dinding geser batu bata prategang 1frac12 2frac12 1 TB T TI TI TI
22Dinding rangka ringan (kayu) yang dilapisi dengan panel struktur kayu yangdimaksudkan untuk tahanan geser
7 2frac12 4frac12 TB TB 22 22 22
23Dinding rangka ringan (baja canai dingin)yang dilapisi dengan panel struktur kayuyang dimaksudkan untuk tahanan geser atau dengan lembaran baja
7 2frac12 4frac12 TB TB 22 22 22
24Dinding rangka ringan dengan panel geser dari semua material lainnya
2frac12 2frac12 2frac12 TB TB 10 TB TB
25Rangka baja dengan bresing terkekang terhadap tekuk
8 2frac12 5 TB TB 48 48 30
26Dinding geser pelat baja khusus 7 2 6 TB TB 4 48 30
C Sistem rangka pemikul momen
1 Rangka baja pemikul momen khusus 8 3 5frac12 TB TB T TB TB
2 Rangka batang baja pemikul momen khusus 7 3 5frac12 TB TB 48 30 TI
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
21
Tabel 29 Faktor R Cd dan Ω0 untuk sistem penahan gaya gempa (lanjutan)
Sistem penahan-gaya seismik
Koefisien
modifikasi respons
Ra
Faktor kuat- lebih sistem
Ω0g
Faktor
pembesaran defleksi
Cdb
Batasan sistem struktur dan batasan
tinggi struktur h (m) c
Kategori desain seismik
B C Dd E
d F
e
3 Rangka baja pemikul momen menengah 4frac12 3 4 TB 1TB 10hi TIh TIi
4 Rangka baja pemikul momen biasa 3frac12 3 3 TB TB TIh TIh TIi
5 Rangka beton bertulang pemikul momen khusus
8 3 5frac12 TB TB TB TB TB
6 Rangka beton bertulang pemikul momen menengah
5 3 4frac12 TB TB TI TI TI
7 Rangka beton bertulang pemikul momen 3 3 2frac12 TB TI TI TI TI
8 Rangka baja dan beton komposit pemikul momen khusus
8 3 5frac12 TB TB TB TB TB
9 Rangka baja dan beton komposit pemikul momen menengah
5 3 4frac12 TB TB TI TI TI
10Rangka baja dan beton komposit terkekang parsial pemikul momen
6 3 5frac12 48 48 30 TI TI
11Rangka baja dan beton komposit pemikul momen biasa
3 3 2frac12 TB TI TI TI TI
12 Rangka baja canai dingin pemikul momen khusus dengan pembautan
3frac12 3o 3frac12 10 10 10 10 10
D Sistem ganda dengan rangka pemikul momen khusus yang mampu menahan paling sedikit 25 persen gaya gempayang ditetapkan
1 Rangka baja dengan bresing eksentris 8 2frac12 4 TB TB TB TB TB
2 Rangka baja dengan bresing konsentris khusus
7 2frac12 5frac12 TB TB TB TB TB
3 Dinding geser beton bertulang khusus 7 2frac12 5frac12 TB TB TB TB TB
4 Dinding geser beton bertulang biasa 6 2frac12 5 TB TB TI TI TI
5 Rangka baja dan beton komposit dengan bresing eksentris
8 2frac12 4 TB TB TB TB TB
6 Rangka baja dan beton komposit dengan bresing konsentris khusus
6 2frac12 5 TB TB TB TB TB
7 Dinding geser pelat baja dan beton 7frac12 2frac12 6 TB TB TB TB TB
8 Dinding geser baja dan beton komposit 7 2frac12 6 TB TB TB TB TB
9 Dinding geser baja dan beton komposit 6 2frac12 5 TB TB TI TI TI 10Dinding geser batu bata bertulang khusus 5frac12 3 5 TB TB TB TB TB
11Dinding geser batu bata bertulang 4 3 3frac12 TB TB TI TI TI
12Rangka baja dengan bresing terkekang terhadap tekuk
8 2frac12 5 TB TB TB TB TB
13Dinding geser pelat baja khusus 8 2frac12 6frac12 TB TB TB TB TB
E Sistem ganda dengan rangka pemikul momen menengah mampu menahan paling sedikit 25 persen gayagempayang ditetapkan
1 Rangka baja dengan bresing
konsentris khususf
6 2frac12 5 TB TB 10 TI TIhk
2 Dinding geser beton bertulang khusus 6frac12 2frac12 5 TB TB 48 30 30
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
22
Tabel 29 Faktor R Cd dan Ω0 untuk sistem penahan gaya gempa (lanjutan)
Sistem penahan-gaya seismik
Koefisien
modifikasi respons
Ra
Faktor kuat- lebih sistem
Ω0g 0
Faktor
pembesaran defleksi
Cdb
Batasan sistem struktur dan batasan
tinggi struktur h (m) c
Kategori desain seismik
B C Dd E d F e
3 Dinding geser batu bata bertulang biasa 3 3 2frac12 TB 48 TI T TI 4 Dinding geser batu bata bertulang 3frac12 3 3 TB TB TI TI TI
5 Rangka baja dan beton komposit dengan bresing konsentris khusus
5frac12 2frac12 4frac12 TB TB 48 30 TI
6 Rangka baja dan beton komposit dengan bresing biasa
3frac12 2frac12 3 TB TB TI TI TI
7 Dinding geser baja dan betonkomposit 5 3 4frac12 TB TB TI TI TI
8 Dinding geser beton bertulang biasa 5frac12 2frac12 4frac12 TB TB TI TI TI
F Sistem interaktif dinding geser-rangka dengan rangka pemikul momen beton bertulang biasa dan dinding geser beton bertulang biasa
4frac12 2frac12 4 TB TI TI TI TI
G Sistem kolom kantilever didetail untuk memenuhi persyaratan
1 Sistem kolom baja dengan kantilever khusus
2frac12 1frac14 2frac12 10 10 10 10 10
2 Sistem kolom baja dengan kantilever biasa 1frac14 1frac14 1frac14 10 10 TI TIhi TIh
i3 Rangka beton bertulang pemikul momen
khusus 2frac12 1frac14 2frac12 10 10 10 10 10
4 Rangka beton bertulang pemikul momen menengah
1frac12 1frac14 1frac12 10 10 TI TI TI
5 Rangka beton bertulang pemikul momen biasa
1 1frac14 1 10 TI TI TI TI
6 Rangka kayu 1frac12 1frac12 1frac12 10 10 10 TI TI
H Sistem baja tidak didetail secara khusus untuk ketahanan seismik tidak termasuk sistem kolom kantilever
3 3 3 TB TB TI TI TI
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
Bekerjanya beban untuk bangunan bertingkat berlaku sistem gravitasi yaitu
elemen struktur yang berada di atas akan membebani elemen struktur di
bawahnya atau dengan kata lain elemen struktur yang mempunyai kekuatan
lebih besar akan menahan atau memikul elemen struktur yang mempunyai
kekuatan lebih kecil
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
23
Dengan demikian sistem bekerjanya beban untuk elemen ndash elemen struktur
gedung bertingkat secara umum dapat dinyatakan sebagai berikut beban pelat
lantai didistribusikan terhadap balok anak dan balok portal beban balok portal
didistribusikan ke kolom dan beban kolom kemudian diteruskan ke tanah dasar
melalui pondasi
Dalam perumusan kriteria desain seismik suatu bangunan di permukaan tanah
atau penentuan amplifikasi besaran percepatan gempa puncak dari batuan dasar
ke permukaan tanah untuk suatu situs maka situs tersebut harus diklasifikasikan
terlebih dahulu Profil tanah di situs harus diklasifikasikan sesuai dengan Tabel
210 berdasarkan profil tanah lapisan 30 m paling atas Penetapan kelas situs
harus melalui penyelidikan tanah di lapangan dan dilaboratorium yang
dilakukan oleh otoritas yang berwewenang atau ahli desain geoteknik
bersertifikat dengan minimal mengukur secara independen dua dari tiga
parameter tanah yang tercantum dalam Tabel 210 Dalam hal ini kelas situs
dengan kondisi yang lebih buruk harus diberlakukan Apabila tidak tersedia data
tanah yang spesifik pada situs sampai kedalaman 30 m maka sifat-sifat tanah
harus diestimasi oleh seorang ahli geoteknik yang memiliki sertifikatijin
keahlian yang menyiapkan laporan penyelidikan tanah berdasarkan kondisi
getekniknya Penetapan kelas situs SA dan kelas situs SB tidak diperkenankan
jika terdapat lebih dari 3 m lapisan tanah antara dasar telapak atau rakit fondasi
dan permukaan batuan dasar (SNI 17262012)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
24
Tabel 210 Klasifikasi situs
Kelas situs vs (mdetik) N atau N ch su (kPa)
SA (batuan keras) gt1500 NA NA SB (batuan) 750 sampai 1500 NA NA SC (tanah keras sangat padat dan batuan lunak)
350 sampai 750 gt50
2100
SD (tanah sedang) 175 sampai 350 15sampai 50 50 sampai100 lt 175 lt15 lt 50SE (tanah lunak) Atau setiap profil tanah yang mengandung lebih dari 3 m tanah dengan
karateristik sebagai berikut 1 Indeks plastisitas PI gt 20 2 Kadar air w 2 40 3 Kuat geser niralir su lt 25 kPa
SF (tanah khusus)
Setiap profil lapisan tanah yang memiliki salah satu atau lebih dari karakteristik berikut - Rawan dan berpotensi gagal atau runtuh akibat beban gempa seperti
mudah likuifaksi lempung sangat sensitif tanah tersementasi lemah - Lempung sangat organik danatau gambut (ketebalan H gt 3 m)
- Lempung berplastisitas sangat tinggi (ketebalan H gt 75 m dengan
Indeks Plasitisitas PI gt 75 ) Lapisan lempung lunaksetengah teguh dengan ketebalan H gt 35 m
dengan su lt 50 kPa
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
- Kecepatan rata-rata gelombang geser Vs
Dimana
di = tebal setiap lapisan antara kedalaman 0 sampai 30 meter
Vsi = kecepatan gelombang geser lapisan i dinyatakan dalam meter per
detik (mdetik)
- Tahanan penetrasi standar lapangan rata-rata N
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
25
Dimana
di = tebal setiap lapisan antara kedalaman 0 sampai 30 meter
Ni = tahanan penetrasi standar 60 persen energy ( N60 ) yang terukur
langsung di lapangan tanpa koreksi dengan nilai tidak lebih dari
305 pukulanm
- Kuat geser niralir rata-rata Su
Dimana
dc = jumlah ketebalan total dari lapisan - lapisan tanah kohesif di
dalam lapisan 30 meter paling atas
Sui = kuat geser niralir (kPa) dengan nilai tidak lebih dari 250 kPa
Untuk penentuan respons spektral percepatan gempa MCER di permukaan tanah
diperlukan suatu faktor amplifikasi seismik pada perioda 02 detik dan perioda 1
detik Faktor amplifikasi meliputi faktor amplifikasi getaran terkait percepatan pada
getaran perioda pendek (Fa) dan faktor amplifikasi terkait percepatan yang
mewakili getaran perioda 1 detik (Fv) Parameter spektrum respons percepatan pada
perioda pendek (SMS) dan perioda 1 detik (SM1) Yang disesuaikan dengan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
26
pengaruh klasifikasi situs (SNI 17262012) harus ditentukan dengan perumusan
berikut ini
SMS = Fa Ss
SM1 = Fv S1
Dimana
Ss = parameter respons spektral percepatan gempa MCER terpetakan untuk
perioda pendek
S1 = parameter respons spektral percepatan gempa MCER terpetakan untuk
perioda 10 detik
dan koefisien situs Fa dan Fv mengikuti Tabel 211 dan Tabel 212
Tabel 211 Koefisien situs Fa
Kelas situs
Parameter respons spektral percepatan gempa (MCER) terpetakan padaperioda pendek T=02 detik Ss
Ss s 025 Ss = 05 Ss = 075 Ss = 10 Ss 2 125 SA 08 08 08 08 08SB 10 10 10 10 10SC 12 12 11 10 10SD 16 14 12 11 10SE 25 17 12 09 09SF SSb
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
CATATAN
- Untuk nilai-nilai antara Ss dapat dilakukan interpolasi linier
- SS = Situs yang memerlukan investigasi geoteknik spesifik dan analisis respons situs spesifik
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
27
Tabel 212 Koefisien situs Fv
Kelas situs
Parameter respons spektral percepatan gempa MCER terpetakan padaperioda 1 detik S1
S1 s 01 S1 = 02 S1 = 03 S1 = 04 S1 2 05 SA 08 08 08 08 08SB 10 10 10 10 10SC 17 16 15 14 13SD 24 2 18 16 15SE 35 32 28 24 24SF SSb
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
CATATAN
- Untuk nilai-nilai antara Ss dapat dilakukan interpolasi linier
- SS = Situs yang memerlukan investigasi geoteknik spesifik dan analisis respons situs spesifik Struktur harus ditetapkan memiliki suatu kategori desain seismik Struktur dengan
kategori risiko I II atau III yang berlokasi di mana parameter respons spektral
percepatan terpetakan pada perioda 1 detik S1 lebih besar dari atau sama dengan
075 harus ditetapkan sebagai struktur dengan kategori desain seismik E Struktur
yang berkategori risiko IV yang berlokasi di mana parameter respons spektral
percepatan terpetakan pada perioda 1 detik S1 lebih besar dari atau sama dengan
075 harus ditetapkan sebagai struktur dengan kategori desain seismik F Semua
struktur lainnya harus ditetapkan kategori desain seismiknya berdasarkan kategori
risikonya dan parameter respons spektral percepatan desainnya SDS dan SD1
Masing-masing bangunan dan struktur harus ditetapkan ke dalam kategori desain
seismik yang lebih parah dengan mengacu pada Tabel 213 atau 214 terlepas dari
nilai perioda fundamental getaran struktur T (SNI 17262012)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
28
Tabel 213 Kategori desain seismik berdasarkan parameter respons percepatan pada perioda pendek
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
Tabel 214 Kategori desain seismik berdasarkan parameter respons
percepatan pada perioda 1 detik
Nilai S D1 Kategori risiko
I atau II atau III IV
SD1 lt 0167 A A
0067 lt SD1 lt 0133 B C
0133 lt SD1 lt 020 C D
020 lt SD1 D D (Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung
dan non gedung SNI 17262012)
Geser dasar seismik V dalam arah yang ditetapkan harus ditentukan sesuai
dengan persamaan berikut
V = Cs W
Keterangan
Cs = koefisien respons seismik
W = berat seismik efektif
Berat seismik efektif struktur W menurut SNI 17262012 harus menyertakan
seluruh beban mati dan beban lainnya yang terdaftar di bawah ini
Nilai SDS Kategori risiko
I atau II atau III IV
SDS lt 0167 A A
0167 lt SDS lt 033 B C
033 lt SDS lt 050 C D
050 lt SDS D D
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
29
1 Dalam daerah yang digunakan untuk penyimpanan minimum sebesar 25
persen beban hidup lantai (beban hidup lantai di garasi publik dan struktur
parkiran terbuka serta beban penyimpanan yang tidak melebihi 5 persen
dari berat seismik efektif pada suatu lantai tidak perlu disertakan)
2 Jika ketentuan untuk partisi disyaratkan dalam desain beban lantai diambil
sebagai yang terbesar di antara berat partisi aktual atau berat daerah lantai
minimum sebesar 048 kNm2
3 Berat operasional total dari peralatan yang permanen
4 Berat lansekap dan beban lainnya pada taman atap dan luasan sejenis
lainnya
Koefisien respons seismik Cs harus ditentukan sesuai dengan
Cs =
Dimana
SDS = parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang perioda
pendek
R = faktor modifikasi respons dalam Tabel 29
Ie = faktor keutamaan gempa yang ditentukan sesuai Tabel 28
Nilai Cs yang dihitung sesuai dengan Persamaan diatas tidak perlu melebihi Cs dari
persamaan di bawah
Cs =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
30
Cs yang di dapatkan harus tidak kurang dari
Cmin = 0044 SDS Ie gt 001
Sebagai tambahan untuk struktur yang berlokasi di daerah di mana 1 S sama
dengan atau lebih besar dari 06g maka Cs harus tidak kurang dari
Cs =
Dimana
SDS = parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang perioda
pendek
SD1 = parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang sebesar
10 detik
R = faktor modifikasi respons dalam Tabel 29
Ie = faktor keutamaan gempa yang ditentukan sesuai Tabel 28
T = perioda fundamental struktur (detik)
Perioda fundamental pendekatan Ta dalam detik harus ditentukan dari
Ta = Ct
Dimana
hn = ketinggian struktur dalam (m)
Ct = koefisien prioda struktur pendekatan yang ditentukan dalam tabel 213
x = koefisien ketinggian yang ditentukan dalam tabel 213
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
31
Tabel 215 Nilai parameter perioda pendekatan Ct dan x
Tipe struktur Ct x
Sistem rangka pemikul momen di mana rangka memikul 100 persen gaya gempa yang disyaratkan dan tidak dilingkupi atau dihubungkan dengan komponen yang lebih kaku dan akan mencegah rangka dari defleksi jika dikenai gaya gempa
Rangka baja pemikul momen 00724 a 08
Rangka beton pemikul momen 00466 a 09
Rangka baja dengan bresing eksentris 00731 a 075
Rangka baja dengan bresing terkekang terhadap tekuk 00731 a 075
Semua sistem struktur lainnya 00488 a 075
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
Sebagai alternatif menurut SNI 17262012 untuk menentukan perioda fundamental
pendekatan Ta dalam detik dari persamaan berikut untuk struktur dengan
ketinggian tidak melebihi 12 tingkat di mana sistem penahan gaya gempa terdiri
dari rangka penahan momen beton atau baja secara keseluruhan dan tinggi tingkat
paling sedikit 3 m
Ta = 01N
Dimana
N = jumlah tingkat (m)
Perioda fundamental struktur harus dibatasi dengan
Tmax = Cu Ta
Dimana
Ta = waktu getar struktur dalam (m)
Cu = koefisien batas prioda struktur yang ditentukan dalam tabel 214
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
32
Tabel 216 Koefisien untuk batas perioda struktur
Parameter percepatan respons spektral desain pada 1 detik S D1
Koefisien Cu
gt 04 14 03 14 02 15
015 16
lt 01 17 (Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur
gedung dan non gedung SNI 17262012)
212 Kombinasi Pembebanan
komponen-elemen struktur dan elemen-elemen fondasi menurut SNI
17262012 harus dirancang sedemikian hingga kuat rencananya sama atau melebihi
pengaruh beban-beban terfaktor dengan kombinasi-kombinasi sebagai berikut
1 14D
2 12D + 16L + 05(Lr atau R)
3 12D + 16(Lr atau R) + (L atau 05W)
4 12D + 10 W + L + 05(Lr atau R)
5 12D + 10 E + L
6 09D + 10 W
7 09D + 10 E
8
Pengaruh beban gempa E harus ditentukan sesuai dengan berikut ini
1 Untuk penggunaan dalam kombinasi beban 5 dalam
E = Eh + Ev
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
33
2 Untuk penggunaan dalam kombinasi beban 7
E = Eh - Ev
Keterangan
E = pengaruh beban gempa
Eh = pengaruh beban gempa horisontal
Ev = pengaruh beban gempa vertikal
Pengaruh beban gempa horisontal Eh harus ditentukan sesuai dengan Persamaan
sebagai berikut
E h = ρQh
Keterangan
Q = pengaruh gaya gempa horisontal dari V atau F p
ρ = faktor redundansi
Untuk struktur yang dirancang untuk kategori desain seismik D E atau Fm
SNI 17262012 mengatur ρ harus sama dengan 13 kecuali jika satu dari dua
kondisi berikut dipenuhi di mana p diijinkan diambil sebesar 10
a Masing-masing tingkat yang menahan lebih dari 35 persen geser dasar dalam
arah yang ditinjau harus sesuai dengan Tabel 212
b Struktur dengan denah beraturan di semua tingkat dengan sistem penahan gaya
gempa terdiri dari paling sedikit dua bentang perimeter penahan gaya gempa
yang merangka pada masing-masing sisi struktur dalam masing-masing arah
ortogonal di setiap tingkat yang menahan lebih dari 35 persen geser dasar
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
34
Jumlah bentang untuk dinding geser harus dihitung sebagai panjang dinding
geser dibagi dengan tinggi tingkat atau dua kali panjang dinding geser dibagi
dengan tinggi tingkat hsx untuk konstruksi rangka ringan
Tabel 217 Persyaratan untuk masing-masing tingkat yang menahan lebih
dari 35 persen gaya geser dasar
Elemen penahan gaya lateral
Persyaratan
Rangka dengan bresing
Pelepasan bresing individu atau sambungan yang terhubung tidak akan mengakibatkan reduksi kuat tingkat sebesar lebih dari 33 persen atau sistem yang dihasilkan tidak mempunyai ketidakteraturan torsi yang berlebihan (ketidakteraturan struktur horisontal Tipe 1b)
Rangka pemikul momen
Kehilangan tahanan momen di sambungan balok ke kolom di kedua ujung balok tunggal tidak akan mengakibatkan lebih dari reduksi kuat tingkat sebesar33 persen atau sistem yang dihasilkan tidak mempunyai ketidakteraturantorsi yang berlebihan (ketidakteraturan struktur horisontal Tipe 1b)
Dinding geser atau pilar dinding dengan rasio tinggi terhadap panjang lebih besar dari 10
Pelepasan dinding geser atau pier dinding dengan rasio tinggi terhadap panjang lebih besar dari 10 di semua tingkat atau sambungan kolektor yang terhubung tidak akan mengakibatkan lebih dari reduksi kuat tingkat sebesar 33 persen atau sistem yang dihasilkan mempunyai ketidakteraturan torsi yang berlebihan (ketidakteraturan struktur horisontal Tipe 1b)
Kolom kantilever Kehilangan tahanan momen di sambungan dasar semua kolom kantilever tunggal tidak akan mengakibatkan lebih dari reduksi kuat tingkat sebesar 33 persen atau sistem yang dihasilkan mempunyai ketidakteraturan torsi yang berlebihan (ketidakteraturan struktur horisontal Tipe 1b)
Lainnya Tidak ada persyaratan
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
22 Kinerja Struktur Gedung
221 Kinerja Batas Layan
Kinerja batas layan struktur gedung ditentukan oleh simpangan antar tingkat
akibat pengaruh gempa rencana yaitu untuk membatasi terjadinya pelelehan baja
dan peretakan beton yang berlebihan di samping untuk mencegah kerusakan
nonstruktur dan ketidaknyamanan penghuni Simpangan antar-tingkat ini harus
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
35
dihitung dari simpangan struktur gedung tersebut akibat pengaruh gempa nominal
yang telah dibagi Faktor Skala
Faktor Skala =
gt 1
Dimana
V1 = Gaya geser dasar nominal sebagai respons dinamik ragam yang
pertama saja
Vt = Gaya geser dasar nominal yang didapat dari hasil analisis ragam
spektrum respons yang telah dilakukan
Gaya geser dasar nominal yang didapat dari hasil spektrum respons Analisis harus
dilakukan untuk menentukan ragam getar alami untuk struktur Analisis harus
menyertakan jumlah ragam yang cukup untuk mendapatkan partisipasi massa
ragam terkombinasi sebesar paling sedikit 90 persen dari massa aktual dalam
masing-masing arah horisontal ortogonal dari respons yang ditinjau oleh model
Parameter respons ragam untuk masing-masing parameter desain terkait gaya yang
ditinjau termasuk simpangan antar lantai tingkat gaya dukung dan gaya elemen
struktur individu untuk masing-masing ragam respons harus dihitung menggunakan
properti masing-masing ragam dan spectrum respons dibagi dengan kuantitas (R
Ie) Parameter respons terkombinasi untuk perpindahan dan kuantitas simpangan
antar lantai harus dikalikan dengan kuantitas (CdIe) Nilai untuk masing-masing
parameter yang ditinjau yang dihitung untuk berbagai ragam harus
dikombinasikan menggunakan metoda akar kuadrat jumlah kuadrat (SRSS) atau
metoda kombinasi kuadrat lengkap (CQC) sesuai dengan SNI 17262012 Metoda
CQC harus digunakan untuk masing-masing nilai ragam di mana ragam berjarak
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
36
dekat mempunyai korelasi silang yang signifikan di antara respons translasi dan
torsi
Kinerja batas ultimit struktur gedung ditentukan oleh simpangan antar-tingkat
maksimum struktur gedung akibat pengaruh gempa rencana dalam kondisi struktur
gedung di ambang keruntuhan yaitu untuk membatasi kemungkinan terjadinya
keruntuhan struktur gedung yang dapat menimbulkan korban jiwa manusia dan
untuk mencegah benturan berbahaya antar-gedung atau antar bagian struktur
gedung yang dipisah dengan sela pemisah (sela delatasi) simpangan antar-tingkat
ini harus dihitung dari simpangan struktur gedung akibat pembebanan gempa
nominal (SNI 17262002) Penentuan simpangan antar lantai tingkat desain ( ∆ )
harus dihitung sebagai perbedaan defleksi pada pusat massa di tingkat teratas dan
terbawah yang ditinjau Lihat Gambar 24 Apabila pusat massa tidak terletak
segaris dalam arah vertikal diijinkan untuk menghitung defleksi di dasar tingkat
berdasarkan proyeksi vertikal dari pusat massa tingkat di atasnya (SNI 17262012)
Gambar 24 Penentuan simpangan antar lantai
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
37
Defleksi pusat massa di tingkatx (δx) (mm) harus ditentukan sesuai dengan
persamaan berikut
δx =
Dimana
Cd = faktor amplifikasi defleksi dalam Tabel 29
δxe = defleksi pada lokasi yang disyaratkan pada pasal ini yang ditentukan
dengan analisis elastis
Ie = faktor keutamaan gempa yang ditentukan sesuai dengan tabel 28
Simpangan antar lantai tingkat desain ∆ tidak boleh melebihi simpangan antar
lantai tingkat ijin ∆a seperti didapatkan dari Tabel 213 untuk semua tingkat
Tabel 218 Simpangan antar lantai ijin
Struktur
Kategori risiko
I atau II III IV
Struktur selain dari struktur dinding geser batu bata 4 tingkat atau kurang dengan dinding interior partisi langit-langit dan sistem dinding eksterior yang telah didesain untuk mengakomodasi simpangan antar lantai tingkat
0025h c
sx 0020 hsx 0015 hsx
Struktur dinding geser kantilever batu batad 0010 hsx 0010 hsx 0010 hsx
Struktur dinding geser batu bata lainnya 0007 hsx 0007 hsx 0007 hsx
Semua struktur lainnya 0020 hsx 0015 hsx 0010 hsx
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
Dua bagian struktur gedung yang tidak direncanakan untuk bekerja sama sebagai
satu kesatuan dalam mengatasi pengaruh Gempa Rencana harus dipisahkan yang
satu terhadap yang lainnya dengan suatu sela pemisah (sela delatasi) yang lebarnya
paling sedikit harus sama dengan jumlah simpangan masing-masing bagian struktur
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
38
gedung pada taraf itu Dalam segala hal lebar sela pemisah tidak boleh ditetapkan
kurang dari 75 mm (SNI 17262012)
222 Kinerja Batas kekuatan
2221 Perencanaan Pelat Floor Deck
Floor deck pada pelat menggantikan fungsi tulangan Tarik pada daerah
lapangan Analisis pelat floor deck meggunakan metode pelat satu arah Bila pelat
mengalami rotasi bebas pada tumpuan pelat dan tumpuan sangat kaku terhadap
momen puntir maka pelat itu dikatakan jepit penuh Bila balok tepi tidak cukup
kuat untuk mencegah rotasi maka dikatakan terjepit sebagian Tebal minimum
yang ditentukan dalam Tabel 214 berlaku untuk konstruksi satu arah yang tidak
menumpu atau tidak disatukan dengan partisi atau konstruksi lain yang mungkin
akan rusak akibat lendutan yang besar kecuali bila erhitungan lendutan
menunjukkan bahwa ketebalan yang lebih kecil dapat digunakan tanpa
menimbulkan pengaruh yang merugikan
Tabel 219 Tebal Minimum Balok Non-Prategang Atau Pelat Satu Arah Bila
Lendutan Tidak Dihitung Tebal minimum h
Komponen struktur Tertumpu Satu ujung Kedua ujung Kantilever
Komponen struktur tidak menumpu atau tidak dihubungkan dengan partisi ataukonstruksi lainnya yang mungkin rusak oleh lendutan yang besar
Pelat masif satu-arah 20
24
28
10
Balok atau pelat rusuk satu-arah 16
185
21
8
(Sumber Tata cara perhitungan struktur beton untuk bangunan gedung SNI 28472002)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
39
CATATAN Panjang bentang dalam mm Nilai yang diberikan harus digunakan langsung untuk komponen struktur dengan beton normal dan tulangan tulangan Mutu 420 MPa Untuk kondisi lain nilai di atas harus dimodifikasikan sebagai berikut a Untuk struktur beton ringan dengan berat jenis (equilibrium density) w di antara 1440 sampai
1840 kgm3 nilai tadi harus dikalikan dengan (165 ndash 00003wc) tetapi tidak kurang dari 109
b Untuk fy selain 420 MPa nilainya harus dikalikan dengan (04 + fy700)
a Disain pada Momen Positif
Disain pada momen positif gaya Tarik disumbangkan oleh metal deck dan
gaya tekan disumbangkan oleh beton Dalam hal ini penampang beton
berbentuk persegi panjang
Gambar 25 Diagram tegangan momen positif floor deck
Penulangan lentur dihitung analisa tulangan tunggal dengan langkah-langkah
sebagai berikut
Mn =
Dimana ϕ= 08
Rn =
m =
ρ = 1 ndash 1 ndash
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
40
As PERLU = ρ b d
rasio tulangan minimum menggunakan syarat tulangan susut dan tulangan
suhu sebagai acuan dan di tabelkan sebagai berikut
Tabel 220 Rasio Tulangan Minimum Pada Pelat
Jenis Pelat ρmin
Pelat yang menggunakan batang tulangan ulir mutu 300 00020
Pelat yang menggunakan batang tulangan ulir atau jaring kawat las 00018
Pelat yang menggunakan tulangan dengan tegangan leleh melebihi 00018 x 400 fy
(Sumber Tata cara perhitungan struktur beton untuk bangunan gedung SNI 28472002)
Persyaratan lain yang harus dipenuhi dalam mendisain pelat satu arah adalah
jarak tulangan maximum Pasal 12 SNI 03-2847-2002 butir 64 jarak tulangan
adalah
S = ndash 25 Cc
Dimana
fs = 60 fy
Cc = Selimut Beton
b Disain pada Momen Negatif
Disain pada momen positif gaya Tarik disumbangkan oleh wiremesh dan gaya
tekan disumbangkan oleh beton Dalam hal ini penampang beton berbentuk
sebagai berikut
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
41
Gambar 26 Diagram tegangan momen negatif floor deck
2222 Perencanaan Pelat Chekered
Pelat metal didisain menggunakan metode pelat satu arah syarat batas yang
harus di penuhi pelat metal adalah
ϕMn gt Mu
dimana
ϕMn = momen nominal = Zx fy
Mu = momen ultimate
2223 Perencanaan Batang Tekan
Kekuatan tekan disain harus nilai terendah yang diperoleh berdasarkan
keadaan batas dari tekuk lentur tekuk torsi dan tekuk torsi lentur Profil dengan
dominan keruntuhan tekuk lentur kekuatan nominal nya adalah
ϕPn = 09 fcr A
tegangan kritis fcr ditentukan sebagai berikut
a Bila lt 471 ( atau lt 225 )
fcr =0658 fy
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
42
b Bila gt 471 ( atau gt 225 )
fcr =0877 fe
fe =
Dimana
K = faktor panjang efektir
L = panjang profil
r = jari jari inersia
fcr = tegangan kritis
fe = tegangan euler
λ = kelangsingan =
2224 Perencanaan Batang Lentur
Pembebanan balok disesuaikan dengan peraturan pembebanan Indonesia
untuk gedung (PPIUG) 1983 sedangkan pemakaian profil dihitung sesuai dengan
SNI 03-1729-2015
Tabel 221 Nilai kekuatan lentur berdasarkan SNI 1729 2015
PROFIL q Lr Lp MP Mr Vn
kgm m m KN m KN m KN
WF 150 x 75 x 5 x 7 1400 316 084 2354 1509 10800
WF 150 x 100 x 6 x 9 2110 530 120 3609 2346 12787
WF 200 x 100 x 45 x 7 1820 346 112 4089 2720 12830
WF 200 x 100 x 55 x 8 2130 378 112 4802 3128 15840
WF 200 x 150 x 6 x 9 3060 637 182 7108 4688 16762
WF 250 x 125 x 5 x 8 2570 420 141 7327 4845 17856
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
43
Tabel 221 Nilai kekuatan lentur berdasarkan SNI 1729 2015 (lanjutan)
PROFIL q Lr Lp MP Mr Vn
kgm m m KN m KN m KN
WF 250 x 125 x 6 x 9 2960 446 141 8443 5508 21600
WF 300 x 150 x 55 x 8 3200 475 167 10920 7208 23602
WF 300 x 150 x 65 x 9 3670 497 167 12528 8177 28080
WF 350 x 175 x 6 x 9 4140 553 197 16538 10897 29894
WF 350 x 175 x 7 x 11 4960 593 200 20179 13175 35280
WF 400 x 200 x 7 x 11 5660 646 227 26100 17170 39917
WF 400 x 200 x 8 x 13 6600 684 230 30861 20230 46080
WF 450 x 200 x 9 x 14 7600 667 223 38913 25330 58320
WF 500 x 200 x 10 x 16 8960 669 219 50311 32470 72000
WF 600 x 200 x 11 x 17 10600 628 209 68714 44030 95040
HB 100 x 100 x 6 x 8 1720 724 125 2018 1300 8640
HB 125 x 125 x 65 x 9 2380 806 158 3578 2312 11700
HB 150 x 150 x 7 x 10 3150 895 190 5748 3723 15120
HB 175 x 175 x 75 x 11 4020 981 222 8628 5610 18900
HB 200 x 200 x 8 x 12 4990 1072 255 12314 8024 23040
HB 250 x 250 x 9 x 14 7240 1255 319 22483 14739 32400
HB 300 x 300 x 10 x 15 9400 1376 381 35152 23120 43200
HBC 350 x 350 x 12 x 19 13700 1718 449 59834 39100 60480
HBC 400 x 400 x 13 x 21 17200 1903 513 86402 56610 74880
WFC 600 x 300 x 12 x 20 15100 1045 348 103413 68340 101606
WFC 700 x 300 x 13 x 24 18500 1041 344 149968 97920 131040
WFC 800 x 300 x 14 x 26 21000 1010 336 191889 123930 161280
WFC 900 x 300 x 16 x 28 24300 984 324 244178 155380 207360
- Profil I dan Kanal
a Kontrol Momen
ϕMn = 09 Mn
- Apabila L lt Lp
Mn = Mp = Zx fy
- Apabila Lp lt L lt Lr
Mn = Cb Mp ndash ( Mp- Mr)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
44
Apabila L gt Lr
Mn = Mcr = radic 1
=
lt 23
=
= 4 2
=
1 1
= 176
Untuk profil I konstanta torsi dan konstanta warping adalah
J = [ 2b + h ]
Cw =
Untuk profil kanal konstanta torsi dan konstanta warping adalah
J = [ 2b + h ]
Cw = [
]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
45
Gambar 27 Kuat Momen Lentur Nominal Akibat Tekuk Torsi Lateral
b Kontrol Geser
Untuk profil I
= 060 fyw Aw lt Vu
Persamaan diatas dapat dipenuhi bila syarat kelangsingan untuk tebal pelat web
sebagai berikut
lt
c Kontrol Lendutan
Batas-batas lendutan untuk keadaan kemampuan-layan batas harus sesuai
dengan struktur fungsi penggunaan sifat pembebanan serta elemen-elemen
yang didukung oleh struktur tersebut Batas lendutan maksimum diberikan
dalam Tabel dibawah
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
46
Tabel 222 Batas Lendutan Maksimum
Komponen struktur dengan beban tidak Beban tetap Beban
Balok pemikul dinding atau finishing yang getas L360 - Balok biasa L240 - Kolom dengan analisis orde pertama saja h500 h200 Kolom dengan analisis orde kedua h300 h200
(Sumber Tata cara perencanaan struktur baja untuk bangunan gedung SNI 17292002)
- Profil Siku
a Kontrol Momen
ϕMn = 09 Mn
- Momen Leleh
Mn = 15 My
Dimana
My = momen leleh di sumbu lentur
- Momen dengan tekuk torsi lateral
1 Bila Me lt My
Mn = [ 092 -
] Me
2 Bila Me gt My
Mn = [ 192 ndash 117 ] Me lt 15 My
Lentur di sumbu utama major dari baja siku kaki sama
Me =
Dimana
Lb = Panjang profil tak terkekang
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
47
b = lebar siku
E = elastisitas profil siku
t = tebal profil siku
Me = momen tekuk lateral-torsi elastis
b kontrol geser
ϕVn = 09 06 Aw fy cv
Dimana Vn = kekuatan geser penampang Aw = luas badan = b x t fy = tegangan leleh profil siku Nilai cv dari persamaan diatas ditentukan dengan
- Bila
lt 11
cv = 1
- Bila
11
lt lt 137
cv = 11
x
- Bila
gt 137
cv =
x
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
48
2225 Perencanaan Balok Kolom
Komponen struktur yang mengalami momen lentur dan gaya aksial harus
direncanakan memenuhi ketentuan sebagai berikut
Untuk
gt 02
+ (
+
) lt 1
Untuk
lt 02
+ (
+
) lt 1
Dimana
Pu = Gaya aksial (tarik atau tekan) terfaktor N
Pn = Kuat nominal penampang N
ϕ = Faktor reduksi kekuatan
= 09 untuk aksial tarik
= 09 untuk aksial tekan
Mux = Momen lentur terfaktor terhadap sumbu-x
Muy = Momen lentur terfaktor terhadap sumbu-y
Mnx = Kuat nominal lentur penampang terhadap sumbu-x
Mny = Kuat nominal lentur penampang terhadap sumbu-y
ϕb = Faktor reduksi kekuatan lentur = 09
2226 Perencanaan Balok Komposit
Menurut SNI 17292015 lebar efektif balok komposit adalah
- seperdelapan dari bentang balok pusat-ke-pusat tumpuan
- setengah jarak ke sumbu dari balok yang berdekatan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
49
- jarak ke tepi dari pelat
Kekuatan Lentur Positif balok komposit bisa di disain secara plastis jika memenuhi
lt 376 Jika gt 376 maka momen harus di tentukan dengan
superposisi tegangan elastis (SNI 17292015) Nilai ultimate dari momen lentur
dapat di tinjau dari 2 kondisi yaitu
1 Sumbu netral jatuh pada pelat beton
Besar nya gaya tekan pada kondisi ultimate adalah
C = 085 a be
Gaya tarik pada profil baja adalah
T = As fy
Gaya tarik floor deck adalah
T = Afd fu
Jika ẏ gt (tf - hfd) keseimbangan gaya C = T maka diperoleh
a =
Lengan kopel terhadap gaya tekan
d1 = ts ndash ċ -
d2 = + ts -
Kuat momen lentur nominal positif balok komposit adalah
ϕMn = 09 [ As fy ( d2 ) + Afd fu ( d1 ) ]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
50
Gambar 28 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan ẏ lt (ts - hfd)
Gambar 29 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan ẏ gt (ts - hfd)
Jika ẏ lt (tf - hfd) gaya tarik floor deck adalah
T = Aefd fu
keseimbangan gaya C = T maka diperoleh
a =
Lengan kopel terhadap gaya tekan
d1 = ts ndash ċ -
d2 = + ts -
Kuat momen lentur nominal positif balok komposit adalah
ϕMn = 09 [ As fy ( d2 ) + Aefd fu ( d1 ) ]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
51
2 Sumbu netral jatuh pada baja profil
Besar nya gaya tekan pada kondisi ultimate adalah
Cc = 085 a be
Gaya tarik pada profil baja adalah
T = As fy
Keseimbangan gaya diperoleh
Trsquo = Cc + Cs
Besarnya Trsquo sekarang lebih kecil daripada Asfy yaitu
Trsquo = As fy - Cs
Sehingga gaya tekan profil baja
Cc + Cs = As fy - Cs
2Cs = Cc + As fy
Cs =
Jika ẏ lt (ts + tf) Pusat tarik profil
ӯ = ẏ ẏ
ẏ
lengan kopel terhadap pusat tarik
d1 = d ndash ӯ - (ẏ - ts)
d2 = d ndash ӯ + pusat tekan beton
kapasitas lentur positif nominal
ϕMn = 09 [ Cc ( d2 ) + Cs ( d1 ) ]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
52
Gambar 210 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan ẏ lt (ts + tf)
Jika (ts+ d) gt ẏ gt (ts + tf) Pusat tarik profil adalah
ӯ
ndash ẏ ẏ
ẏ
Lengan kopel terhadap gaya tarik
d1 = d ndash ӯ - tf
d2 = d ndash ӯ ndash tf - (ẏ - tf)
d3 = d ndash ӯ + pusat tekan beton
kapasitas lentur positif nominal
ϕMn = 09 [ Cc ( d3 ) + Csf ( d2 ) + Csw ( d1 ) ]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
53
Gambar 211 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan ẏ gt (ts + tf)
Dimana
As = Luas baja profil mm2
Afd = Luas floor deck mm2
Aefd = Luas efektif floor deck mm2
a Tinggidariluasantekanbetonmm
bE Lebarefektifbeton
C = Gaya tekan KN
Ċ = Titik berat floor deck mm
d = Tinggi baja profil mm
= Tegangan leleh baja profil
= Tegangan ultimate floor deck
hfd = Tinggi floor deck
ts = Tebal pelat lantai mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
54
Kapasitas momen lentur negative menurut SNI 17292015 dapat di tentukan dari
kapasitas momen nominal dari profil baja itu sendiri sebagai alternatif dapat
ditentukan kapasitas momen negatif dari distribusi plastis penampang komposit
untuk keadaan leleh asalkan menenuhi
- Balok baja adalah penampang kompak dan dibreising secara cukup
- Steel headed stud atau angkur kanal baja yang menyambungkan pelat ke
balok baja pada daerah momen negatif
- Tulangan pelat yang paralel pada balok baja di lebar efektif pelat
diperhitungkan dengan tepat
Nilai ultimate dari momen lentur negatif komposit adalah
Gaya tarik tulangan
Tsr = Asr fyr
Gaya tarik floor deck
Tfd = Afd fu
Gaya tarik total
T = Tsr + Tfd
Gaya tekan maximum profil baja
Cmax = As fy
Jika Cmax gt T maka titik berat berada pada profil baja
T + Ts = Cmax ndash Ts
2Ts = Cmax ndash T
Ts = (Cmax ndash T)
Jika sumbu netral jatuh di sayap maka
b t fy = Ts
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
55
Gambar 212 Diagram tegangan balok komposit momen negatif dengan ts gt ẏ gt (ts + tf)
tc =
Pusat gaya tekan
ӯ = ẏ ẏ
ẏ
Lengan kopel terhadap gaya tekan
d1 = d ndash ӯ ndash tc
d2 = d ndash ӯ + Ċ
d3 = d ndash ӯ + ts ndash selimut pelat - empty
Momen nominal
ϕMn = 09 [Mn1 + Mn2 + Mn3]
= Tsr d3 + Tfd d2 + t fy d1
Jika sumbu netral jatuh di web maka
h tw fy = Ts - Tf
hrsquo =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
56
Gambar 213 Diagram tegangan balok komposit momen negatif dengan ẏ gt (ts + tf)
Pusat gaya tekan
ӯ ndash
Lengan kopel terhadap gaya tekan
d1 = d ndash ӯ ndash tf - hrsquo
d2 = d ndash ӯ ndash tf
d3 = d ndash ӯ + Ċ
d4 = d ndash ӯ + ts ndash selimut pelat - empty
Momen nominal
ϕMn = 09 [Mn1 + Mn2 + Mn3 + Mn4]
= Tsr d4 + Tfd d3 + tf fy d2 + hrsquo tw fy d1
Kekuatan geser yang tersedia dari balok komposit dengan steel headed stud atau
angkur kanal baja harus ditentukan berdasarkan properti dari penampang baja
sendiri Kekuatan geser nominal satu angkur steel headed stud yang ditanam pada
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
57
suatu pelat beton solid atau pada suatu pelat komposit dengan dek harus ditentukan
sebagai berikut
Qn = 05 Asc lt Rg Rp Asc fu
Dimana
Asc = Luas penampang shear conector
fcrsquo = Kuat tekan beton
Ec = Modulus elastisitas beton
fu = kuat putus shear conektor
Rg = 10 untuk
a Satu angkur steel headed stud yang di las pada suatu rusuk
dek baja dengan dek yang diorientasikan tegak lurus terhadap
profil baja
b Sejumlah dari angkur steel headed stud di suatu lajurbaris
secara langsung terhadap profil baja
c Sejumlah dari angkur steel headed stud yang di las pada
suatu lajur sampai dek baja dengan dek diorientasikan paralel
terhadap profil baja dan rasio dari lebar rusuk rata-rata
terhadap kedalaman rusuk ge 15
085 untuk
a Dua angkur steel headed stud yang dilas pada suatu rusuk
dek baja dengan dek diorientasikan tegak lurus terhadap
profil baja
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
58
b Satu angkur steel headed stud yang di las melewati dek baja
dengan dek diorientasikan paralel terhadap profil baja dan
rasio dari lebar rusuk rata-rata terhadap kedalaman rusuk lt
15
07 untuk tiga atau lebih angkur steel headed stud yang dilas pada
suatu rusuk dek baja dengan dek yang diorientasikan tegak lurus
terhadap profil baja
Rp = 075 untuk
a Angkur steel headed stud yang dilas secara langsung pada
profil baja
b Angkur steel headed stud yang dilas pada suatu pelat komposit
dengan dek yang diorientasikan tegak lurus terhadap balok dan
emid-ht ge 2 in (50 mm) Angkur steel headed stud yang dilas
melewati dek baja atau lembaran baja yang digunakan sebagai
material pengisi gelagar dan ditanam pada suatu pelat
komposit dengan dek diorientasikan paralel terhadap balok
tersebut
06 untuk angkur steel headed stud yang di las pada suatu pelat
komposit dengan dek diorientasikan tegak lurus terhadap balok
dan emid-ht lt 2 in (50 mm)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
59
emid-ht = jarak dari tepi kaki angkur steel headed stud terhadap
badan dek baja diukur di tengahtinggi dari rusuk dek
dan pada arah tumpuan beban dari angkur steel headed
stud (dengan kata lain pada arah dari momen maksimum
untuk suatu balok yang ditumpu sederhana)
Tabel 223 Nilai untuk Rg dan Rp untuk setiap kasus Kapasitas untuk angkur steel headed stud
Kondisi Rg Rp
Tanpa dek 10 10 Dek diorientasi paralel terhadap profil baja
gt 15 lt 15
10
085
075
075
Dek diorientaskan tegak lurus terhadap profil
10
06
baja Jumlah dari angkur steel headed stud yangmemiliki rusuk dek yang sama
1 2 085 06
+3 atau lebih 07 06+
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015) Catatan Wr = lebar rata-rata dari rusuk atau voute beton hr = tinggi rusuk nominal untuk suatu angkur steel headed stud tunggal nilai ini dapat ditingkatkan sampai 075 bila emid-ht gt 51 mm
2227 Perencanaan Sambungan Las
Luas efektif dari suatu las sudut adalah panjang efektif dikalikan dengan throat
efektif Throat efektif dari suatu las sudut merupakan jarak terpendek (garis tinggi)
dari perpotongan kaki las ke muka las diagrammatik Suatu penambahan dalam
throat efektif diizinkan jika penetrasi konsisten di luar jarak terpendek (garis tinggi)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
60
dari perpotongan kaki las ke muka las diagrammatik yang dibuktikan melalui
pengujian dengan menggunakan proses produksi dan variabel prosedur Untuk las
sudut dalam lubang dan slot panjang efektif harus panjang dari sumbu las
sepanjang pusat bidang yang melalui throat Pada kasus las sudut yang
beroverlap luas efektif tidak boleh melebihi luas penampang nominal dari lubang
atau slot dalam bidang permukaan lekatan (SNI 17292015)
Sumber httpwwwtwi-globalcomtechnical-knowledgejob-knowledgedesign-part-2-091
Gambar 214 Tebal efektif las sudut Ukuran minimum las sudut menurut SNI 17292015 harus tidak kurang dari ukuran
yang diperlukan untuk menyalurkan gaya yang dihitung atau ukuran seperti yang
tertera dalam Tabel 223 Ukuran maksimum dari las sudut dari bagian-bagian yang
tersambung harus
a Sepanjang tepi material dengan ketebalan kurang dari frac14 in (6 mm) tidak
lebih besar dari ketebalan material
b Sepanjang tepi material dengan ketebalan frac14 in (6 mm) atau lebih tidak
lebih besar dari ketebalan material dikurangi 116 in (2 mm) kecuali las
yang secara khusus diperlihatkan pada gambar pelaksanaan untuk
memperoleh ketebalan throat-penuh Untuk kondisi las yang sudah jadi
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
61
jarak antara tepi logam dasar dan ujung kaki las boleh kurang dari 116 in
(2 mm) bila ukuran las secara jelas dapat diverifikasi
Tabel 224 Tebal minimum las sudut
Ketebalan Material dari Bagian Paling Tipis yang Tersambung in (mm)
Ukuran Minimum Las Sudut[a] in (mm)
Sampai dengan frac14 (6) 18 (3) Lebih besar dari frac14 (6) sampai dengan frac12 (13) 316 (5)
Lebih besar dari frac12 (13) sampai dengan frac34 (19) frac14 (6) Lebih besar dari frac34 (19) 516 (8)
[a] Dimensi kaki las sudut Las pas tunggal harus digunakan Catatan Lihat Pasal J22b untuk ukuran maksimum las sudut
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015)
Panjang minimum dari las sudut yang dirancang berdasarkan kekuatan tidak boleh
kurang dari empat kali ukuran las nominal atau ukuran lain dari las harus
diperhitungkan tidak melebihi frac14 dari panjangnya Jika las sudut longitudinal saja
digunakan pada sambungan ujung dari komponen struktur tarik tulangan-rata
panjang dari setiap las sudut tidak boleh kurang dari jarak tegak lurus antaranya
Gambar 215 Panjang las longitudinal
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
62
Kekuatan desain ϕRn yang dilas harus merupakan nilai terendah dari kekuatan
material dasar yang ditentukan menurut keadaan batas dari keruntuhan tarik dan
keruntuhan geser dan kekuatan logam las yang ditentukan menurut keadaan batas
dari keruntuhan berikut ini
Untuk logam dasar
ϕRn = 075 fn BM ABM
Untuk logam las
ϕRn = 075 fne AWE
Dimana
fn BM = tegangan nominal dari logam dasar ksi (MPa)
fne = tegangan nominal dari logam las ksi (MPa)
ABM = luas penampang logam dasar in2 (mm2)
AWE = luas efektif las in2 (mm2)
kelompok las linear dengan suatu ukuran kaki yang seragam dibebani
melalui titik berat
ϕRn = 075 fne AWE
dan
fne = 060 fEXX ( 1 + 05sin15 θ )
dimana
fEXX = kekuatan klasifikasi logam pengisi ksi (MPa)
θ = sudut pembebanan yang diukur dari sumbu longitudinal las derajat
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
63
Kekuatan sambungan las pada sambungan pemikul momen adalah
ϕMn = sum ϕPlas d
Dimana
ϕMn = Kekuatan nominal sambungan las terhadap momen
ϕPlas = Gaya las terkoreksi
d = Lengan kopel terhadap garis netral
Gambar 216 Momen plastis siklik pada sambungan pemikul momen
2228 Perencanaan Sambungan Baut
Semua baut kekuatan-tinggi yang disyaratkan pada gambar desain yang digunakan
dalam pra-tarik atau joint kritis-slip harus dikencangkan dengan suatu ketegangan
baut tidak kurang dari yang diberikan dalam Tabel 224 kuat tarik nominal dan
kuat geser nominal pada sambungan tipe tumpu diberikan dalam tabel 225 dan
ukuran lubang maksimum untuk baut diberikan dalam Tabel 226 Jarak antara
pusat-pusat standar ukuran-berlebih atau lubang-lubang slot tidak boleh kurang
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
64
dari 2 23 kali diameter nominal d dari pengencang suatu jarak 3d yang lebih
disukai Jarak dari pusat lubang standar ke suatu tepi dari suatu bagian yang
disambung pada setiap arah tidak boleh kurang dari nilai yang berlaku dari Tabel
227 Jarak maksimum dari pusat setiap baut ke tepi terdekat dari bagian-bagian
dalam kontak harus 12 kali ketebalan dari bagian yang disambung akibat
perhitungan tetapi tidak boleh melebihi 6 in (150 mm) (SNI 17292015) Spasi
longitudinal pengencang antara elemen-elemen yang terdiri dari suatu pelat dan
suatu profil atau dua pelat pada kontak menerus harus sebagai berkut
1 Untuk komponen struktur dicat atau komponen struktur tidak dicat yang
tidak menahan korosi spasi tersebut tidak boleh melebihi 24 kali ketebalan
dari bagian tertipis atau 12 in (305 mm)
2 Untuk komponen struktur tidak dicat dari baja yang berhubungan dengan
cuaca yang menahan korosi atmospheric spasi tidak boleh melebihi 14 kali
ketebalan dari bagian tertipis atau 7 in (180 mm)
Catatan Dimensi pada (a) dan (b) tidak berlaku untuk elemen-elemen yang terdiri
dari dua profil dalam kontak menerus
Tabel 225 Pratarik baut minimum kN
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015)
Ukuran Baut mm Baut A325M Baut A490MM16 91 114 M20 142 179 M22 176 221 M24 205 257 M27 267 334 M30 326 408 M36 475 595
Sama dengan 070 dikalikan kekuatan tarik minimum baut dibulatkan mendekati kN seperti disyaratkan dalam spesifikasi untuk baut ASTM A325M dan A490M dengan ulir UNC
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
65
Kekuatan tarik atau geser desain dari suatu baut snug-tightened atau baut kekuatan-
tinggi pra-tarik atau bagian berulir harus ditentukan sesuai dengan keadaan batas
dari keruntuhan tarik dan keruntuhan geser sebagai berikut
ϕRn = 075 fn AB
Dimana
AB = Luas penampang baut
fn = kuat nominal baut terhadap tarik (fnt) atau geser (fnv) (tabel 225)
Kekuatan tarik yang tersedia dari baut yang menahan kombinasi gaya tarik dan
geser harus ditentukan sesuai dengan keadaan batas dari keruntuhan geser sebagai
berikut
ϕRn = 075 fnrsquo AB
dan
fnrsquo = 13 fnt -
frv lt fnt
dimana
fnrsquo = tegangan tarik nominal yang dimodifikasi mencakup efek tegangan
geser ksi (MPa)
fnt = tegangan tarik nominal dari Tabel 225 ksi (MPa)
fnv = tegangan geser dari Tabel 225 ksi (MPa)
frv = tegangan geser yang diperlukan ksi (MPa)
Tegangan geser yang tersedia dari sarana penyambung sama dengan atau melebihi
tegangan geser yang diperlukanfrv
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
66
Catatan Catatan bahwa bila tegangan yang diperlukan f baik geser atau tarik
yang kurang dari atau sama dengan 30 persen dari tegangan yang tersedia yang
sesuai efek kombinasi tegangan tidak perlu diperiksa
Tabel 226 Kekuatan nominal pengencang dan bagian yang berulir ksi (MPa)
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015) Tabel 227 Dimensi Lubang Nominal mm
Diameter
Baut
Dimensi LubangStandar
(Diameter)Ukuran-lebih
(Diameter)Slot-Pendek
(Lebar x Panjang)Slot-Panjang
(Lebar x Panjang)M16 18 20 18 x 22 18 x 40M20 22 24 22 x 26 22 x 50M22 24 28 24 x 30 24 x 55M24 27[a] 30 27 x 32 27 x 60M27 30 35 30 x 37 30 x 67M30 33 38 33 x 40 33 x 75ge M36 d + 3 d + 8 (d + 3) x (d + 10) (d + 3) x 25d
[a] Izin yang diberikan memungkinkan penggunaan baut 1 in jika diinginkan (Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015)
Deskripsi Pengencang Kekuatan Tarik
Nominal Fnt ksi (MPa)[a]
Kekuatan Geser Nominal dalam Sambungan Tipe-
Tumpu Fnv ksi (MPa)[b]
Baut A307 45 (310) 27 (188) [c][d]
Baut group A (misal A325) bila ulir tidak dikecualikan dari bidang geser
90 (620) 54 (372)
Baut group A (misal A325) bila ulir tidak termasuk dari bidang geser
90 (620) 68 (457)
Baut A490 atau A490M bila ulir tidak dikecualikan dari bidang geser
113 (780) 68 (457)
Baut A490 atau A490M bila ulir tidak termasuk dari bidang geser
113 (780) 84 (579)
Bagian berulir yang memenuhi persyaratan Pasal A34 bila ulir tidak dikecualikan dari bidang geser
075 Fu 0450 Fu
Bagian berulir yang memenuhi persyaratan Pasal A34 bila ulir tidak termasuk dari bidang geser
075 Fu 0563 Fu
[a]untuk baut kekuatan tinggi yang menahan beban fatik tarik[b]Untuk ujung sambungan yang dibebani dengan panjang pola pengencang lebih besar dari 38 in (965 mm) Fnv harus direduksi sampai 833 dari nilai tabulasi Panjang pola pengencang merupakan jarak maksimum sejajar dengan garis gaya antara sumbu baut-baut yang menyambungkan dua bagian dengan satu permukaan lekatan [c]Untuk baut A307 nilai yang ditabulasikan harus direduksi sebesar 1 persen untuk setiap 116 in (2 mm) di atas diameter 5 dari panjang pada pegangangrip tersebut [d]Ulir diizinkan pada bidang geser
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
67
(a) Sambungan tidak diperkaku (b) Sambungan diperkaku (c) Sambungan diperkaku + pengaku kolom
Tabel 228 Jarak tepi minimum dari pusat lubang standar ke tepi dari bagian
yang disambung
Diameter Baut (mm) Jarak Tepi Minimum 16 22 20 26 22 28 24 30 27 34 30 38 36 46
Di atas 36 125d [a]Jika diperlukan jarak tepi terkecil diizinkan asalkan ketentuan yang sesuai Pasal J310 dan J4 dipenuhi tetapi jarak tepi yang kurang dari satu diameter baut tidak diizinkan tanpa persetujuan dari Insinyur yang memiliki izin bekerja sebagai perencana [b]Untuk ukuran-berlebih atau lubang-lubang slot lihat Tabel J35M
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015)
Beberapa aplikasi dari sambungan baut adalah sambungan pemikul momen dan
sambungan geser Prinsip dasar dari sambungan baut adalah baut menahan gaya
geser dan gaya tarik
1 Sambungan pemikul momen
Gambar 217 Sambungan pemikul momen menurut AISC 2003
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
68
Gambar 219 Menentukan Muc
Perencanaan sambungan baut untuk balok kolom lebih kuat dari profil yang
disambung untuk menghindari prilaku sambungan yg runtuh getas Momen
rencana untuk sambungan adalah
- Sambungan tidak diperkaku
Muc = Mp + Vu (k) k terkecil dari d atau 3b
- Sambungan diperkaku
Muc = Mp + Vu (Lst + tp)
Gambar 218 Lokasi sendi plastis
Lst =
Gambar 220 Geometri sambungan end-plate
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
69
Sambungan end-plate pada umum nya mempunya 2 buat setiap baris jika dibebani
sampai kondisi ultimate maka reaksi setiap baut adalah 2Pt kapasitas sambungan
tanpa efek prying maka momen kapasitas sambungan adalah jumlah kumulatif
statis momen gaya reaksi baut tarik 2Pt terhadap titik resultan desak di pusat berat
pelat sayap profil (Dewobroto 2016) Kuat sambungan berdasarkan baut tanpa efek
prying adalah
ϕMnp = 2 ϕPt sum
= 2 ϕPt sum (h0 + h1 + h3 hellip hi)
Dimana
Mnp = kapasitas sambungan end-plate didasarkan pada kuat tarik tanpa
efek prying
Pt = gaya reaksi tarik baut
Gambar 221 Momen kopel baut tarik terhadap sayap tekan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
70
Tabel 229 Kapasitas sambungan end-pelat menurut AISC 2003
No Kapasitas Sambungan
1
Konfigurasi 4 baut tanpa pengaku
2
Konfigurasi 4 baut dengan pengaku
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
71
Tabel 229 Kapasitas sambungan end-pelat menurut AISC 2003 (lanjutan)
No Kapasitas Sambungan
3
Konfigurasi 6 baut tanpa pengaku
4
Konfigurasi 8 baut tanpa pengaku
Sumber Extended end-plateed moment connections seismic and wind applications AISC 2003
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
72
2 Sambungan Geser
Gambar 222 Sambungan balok anak ke balok induk
Perencanaan sambungan baut untuk geser juga harus lebih kuat dari profil yang
disambung untuk menghindari prilaku sambungan yg runtuh getas Gaya geser
rencana untuk sambungan adalah gaya geser ultimate balok anak sehingga
jumlah baut yg diperlukan adalah
=
Dimana
= kuat geser nominal profil
= kuat geser minimum baut
223 Disain untuk stabilitas
Stabilitas harus disediakan untuk struktur secara keseluruhan dan untuk setiap
elemennya Efek terhadap stabilitas struktur dan elemen-elemennya harus
memperhitungkan hal-hal berikut
1 lentur geser dan deformasi komponen struktur aksial dan semua deformasi
lainnya yang memberi kontribusi terhadap perpindahan struktur
2 efek orde-kedua (kedua efek P-∆ dan P-δ)
3 ketidaksempurnaan geometri
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
73
4 reduksi kekakuan akibat inelastisitas
5 ketidakpastian dalam kekakuan dan kekuatan Semua efek yang bergantung
beban harus dihitung di level pembebanan sesuai dengan kombinasi beban
Direct Analysis Method (DAM) dibuat untuk mengatasi keterbatasan Effective
Length Method (ELM) yang merupakan strategi penyederhanaan analisis cara
manual Akurasi DAM dapat diandalkan karena memakai komputer dan
mempersyaratkan program analisis struktur yang dipakai seperti
1 Dapat memperhitungkan deformasi komponen-komponen struktur dan
sambungannya yang mempengaruhi deformasi struktur keseluruhan
Deformasi komponen yang dimaksud berupa deformasi akibat lentur aksial
dan geser Persyaratan ini cukup mudah hampir sebagian besar program
komputer analisa struktur berbasis metoda matrik kekakuan apalagi
lsquometoda elemen hinggarsquo yang merupakan algoritma dasar ana-lisa struktur
berbasis komputer sudah memasukkan pengaruh deformasi pada elemen
formulasinya (Dewobroto 2013)
2 Pengaruh Orde ke-2 (P-Δ amp P-δ) Program komputer yang dapat
menghitung gaya-gaya batang dengan analisa struktur orde ke-2 yang
mempertimbangkan pengaruh P-Δ dan P-δ adalah sangat penting dan
menentukan Umumnya program komputer komersil bisa melakukan
analisa struktur orde ke-2 meskipun kadangkala hasilnya bisa berbeda satu
dengan lain-nya Oleh karena itu diperlukan verifikasi terhadap kemam-
puan program komputer yang dipakai Ketidaksempurnaan terjadi ketika
program ternyata hanya mampu memperhi-tungkan pengaruh P-Δ saja
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
74
tetapi tidak P-δ Adapun yang dimaksud P-Δ adalah pengaruh pembebanan
akibat terjadinya perpindahan titik-titik nodal elemen sedangkan P-δ adalah
pengaruh pembebanan akibat deformasi di elemen (di antara dua titik nodal)
(Dewobroto 2013) seperti terlihat pada Gambar 28 di bawah
Gambar 223 Pengaruh Orde ke-2 (AISC 2010)
3 Perhitungan stabilitas struktur modern didasarkan anggapan bah-a
perhitungan gaya-gaya batang diperoleh dari analisa struktur elastik orde-2
yang memenuhi kondisi keseimbangan setelah pembebanan yaitu setelah
deformasi Ketidak-sempurnaan atau cacat dari elemen struktur seperti
ketidaklurusan batang akibat proses fabrikasi atau konsekuensi adanya
toleransi pelaksanaan lapangan akan menghasilkan apa yang disebut efek
destabilizing Adanya cacat bawaan (initial imperfection) yang
mengakibatkan efek destablizing dalam Direct Analysis Method (DAM)
dapat diselesaikan dengan dua cara yaitu [1] cara pemodelan langsung cacat
pada geometri model yang dianalisis atau [2] memberikan beban notional
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
75
(beban lateral ekivalen) dari sebagian prosentasi beban gravitasi (vertikal)
yang bekerja Cara pemodelan langsung dapat diberikan pada titik nodal
batang yang digeser untuk sejumlah tertentu perpindahan yang besarnya
diambil dari toleransi maksimum yang diperbolehkan dalam perencanaan
maupun pelaksanaan Pola penggeseran titik nodal pada pemodelan
langsung harus dibuat sedemikian rupa sehingga memberikan efek
destabilizing terbesar Pola yang dipilih dapat mengikuti pola lendutan hasil
pembebanan atau pola tekuk yang mungkin terjadi Beban notional
merupakan beban lateral yang diberikan pada titik nodal di semua level
berdasarkan prosentasi beban vertikal yang bekerja di level tersebut dan
diberikan pada sistem struktur penahanbeban gravitasi melalui rangka atau
kolom vertikal atau dinding sebagai simulasi pengaruh adanya cacat
bawaan (initial imperfection)Beban notional harus ditambahkan bersama-
sama beban lateral lain juga pada semua kombinasi kecuali kasus tertentu
yang memenuhi kriteria pada Section C22b(1) (SNI 1729 2015) Besarnya
beban notional adalah
Ni = 0002 α Yi
Dimana
α = 16 untuk metode tegangan izin dan 10 untuk metode ultimit
Ni = Beban notional yang digunakan pada level i
Yi = Beban grafitasi yang digunakan pada level i
Nilai 0002 mewakili nilai nominal rasio kemiringan tingkat (story out of
plumbness) sebesar 1500 yang mengacu AISC Code of Standard Practice
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
76
Jika struktur aktual ternyata punya kemiringan tingkat berbeda lebih besar
tentunya maka nilai tersebut tentunya perlu ditinjau ulang Beban notional
pada level tersebut nantinya akan didistribusikan seperti halnya beban
gravitasi tetapi pada arah lateral yang dapat menimbulkan efek
destabilizing terbesar Jadi perlu beberapa tinjauanPada bangunan gedung
jika kombinasi beban belum memasukkan efek lateral maka beban notional
diberikan dalam dua arah alternatif ortogonal masing-masing pada arah
positip dan arah negatif yang sama untuk setiap level Sedangkan untuk
kombinasi dengan beban lateral maka beban notional diberikan pada arah
sama dengan arah resultan kombinasi beban lateral pada level tersebut Jadi
penempatan notional load diatur sedemikian rupa agar jangan sampai hasil
akhir kombinasinya akan lebih ringan Bukankah notional load adalah
untuk memodelkan ketidaksempurnaan (Dewobroto 2015)
Adanya leleh setempat (partial yielding) akibat tegangan sisa pada profil
baja (hot rolled atau welded) akan menyebabkan pelemahan kekuatan saat
mendekati kondisi batasnya Kondisi tersebut pada akhirnya menghasilkan
efek destabilizing seperti yang terjadi akibat adanya geometry imperfection
Kondisi tersebut pada Direct Analysis Method (DAM) akan diatasi dengan
penyesuaian kekakuan struktur yaitu memberikan faktor reduksi kekakuan
Nilainya diperoleh dengan cara kalibrasi dengan membandingkannya
dengan analisa distribusi plastisitas maupun hasil uji test empiris (Galambos
1998) Faktor reduksi kekakuan EI=08τbEI dan EA=08EA dipilih DAM
dengan dua alasan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
77
Pertama Portal dengan elemen langsing yang kondisi batasnya ditentukan
oleh stabilitas elastis maka faktor 08 pada kekakuan dapat
menghasilkan kuat batas sistem sebesar 08 times kuat tekuk
elastisHal ini ekivalen dengan batas aman yang ditetapkan pada
perencanaan kolom langsing memakai Efective Length Method
persamaan E3-3 (SNI 1729 2015) yaitu φPn = 09 (0877 Pe) =
079 Pe
Kedua Portal dengan elemen kaku stocky dan sedang faktor
08τb dipakai memperhitungkan adanya pelemahan (softening)
akibat kombinasi aksial tekan dan momen lentur Jadi kebetulan
jika ternyata faktor reduksi kolom langsing dan kolom kaku
nilainya saling mendekati atau sama Untuk itu satu faktor reduksi
sebesar 08τb dipakai bersama untuk semua nilai kelangsingan
batang (SNI 1729 2015 C23(1)) (Dewobroto 2015)
Faktor τb mirip dengan reduksi kekakuan inelastis kolom akibat hilangnya
kekakuan batang Untuk kondisi Pr le 05Py dimana Pr= adalah gaya tekan
perlu hasil kombinasi LRFD
τb = 1
Jika gaya tekannya besar yaitu Pr gt 05Py maka
τb = 4 [ 1 - ]
Pemakaian reduksi kekakuan hanya berlaku untuk memperhitungkan
kondisi batas kekuatan dan stabilitas struktur baja dan tidak digunakan pada
perhitungan drift (pergeseran) lendutan vibrasi dan penentuan periode
getar Untuk kemudahan pada kasus τb = 1 reduksi EI dan EA dapat
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
78
diberikan dengan cara memodifikasi nilai E dalam analisis Tetapi jika
komputer program bekerja semi otomatis perlu diperhatikan bahwa reduksi
E hanya diterapkan pada 2nd order analysis Adapun nilai modulus elastis
untuk perhitungan kuat nominal penampang tidak boleh dikurangi seperti
misal saat perhitungan tekuk torsi lateral pada balok tanpa tumpuan lateral
(Dewobroto 2015) Bebanan notional dapat juga dipakai untuk antisipasi
pelemahan kekakuan lentur τb akibat kondisi inelastic adanya tegangan
residu Strategi ini cocok untuk menyederhanakan perhitungan DAM pada
batang dengan gaya tekan besar αPr gt 05Py dimana nilai τb lt 10 Jika
strategi ini akan dipakai maka τb = 10 dan diberikan beban notional
tambahan sebesar
Ni = 0001 α Yi
Dimana
α = 16 untuk metode tegangan izin dan 10 untuk metode ultimit
Ni = Beban notional yang digunakan pada level i
Yi = Beban grafitasi yang digunakan pada level i
Beban tersebut diberikan sekaligus bersama beban notional yang
merepresentasikan cacat geometri bawaan (initial imperfection) karena
sifatnya memperbesar maka beban notional akhir menjadi Ni=0003Yi
sedangkan τb = 10 untuk semua kombinasi beban (Dewobroto 2015)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
79
BAB III
METODE PENELITIAN
31 Persiapan
Tahap ini merupakan rangkaian kegiatan sebelum melakukan pengumpulan
dan pengolahan data Tahap ini meliputi kegiatan-kegiatan sebagai berikut
1 Menentukan judul Tugas Akhir
2 Pembuatan proposal Tugas Akhir
3 Studi pustaka terhadap materi sebagai garis besar
32 Bagan Alir
MULAI
PENGUMPULAN DATA
STUDI LITERATUR
TAHAP DESAIN DATA
Perhitungan beban mati
Perhitungan beban hidup
Perhitungan beban angin
Perhitungan beban gempa
PENGOLAHAN DATA
A Pradimensi dan kontrol struktur sekunder B Analisa struktur primer dengan bantuan etabs 2015
(efek P-∆ dan P-δ) dan kontrol manual C Disain sambungan balok kolom dan sambungan
balok balok
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
80
Gambar 31 Diagram Alir Penelitian
321 Mulai
322 Pengumpulan Data
Pengumpulan data data yang di gunakan dalam perencanaan struktur baja
seperti profil yang di gunakan kuat tarik baja yang tersedia dan kuat tekan beton
rencana
323 Studi Literatur
Studi literatur bermula dari pengumpulan teori-teori yang berhubungan
dengan disain baja dan system rangka baja pemikul momen khusus Selain itu
dikumpulkan juga data-data yang berhubungan dengan tugas akhir ini seperti data
pembebanan gedung yang diambil dari peraturan pembebanan untuk gedung 1983
HASIL DAN PEMBAHASAN
Dimensi struktur sekunder Dimensi struktur primer Rencana Sambungan
SELESAI
KESIMPULAN DAN SARAN
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
81
dan rumus-rumus yang akan digunakan dalam perhitungan berdasarkan metode
Load and Resistance Factor Design (LRFD)
324 Tahap Desain Data
Pada tahap desain data hal pertama yang dikerjakan adalah menghitung
pembebanan pada struktur sekunder Perhitungan pembebanan berdasarkan
PPURG 1983 Beban-beban yang bekerja hanya beban mati dan beban hidup
Struktur sekunder meliputi pelar metal deck pelat baja gording dan tangga
Setelah perhitungan pembebanan selesai tahap selanjutnya adalah
melakukan pradimensi ketebalan pada pelat dan pradimensi profil pada gording dan
tangga Kemudian hasil pradimensi akan dikontrol apakah dimensi yang di
asumsikan sudah memenuhi syarat atau belum sesuai dengan besarnya gaya-gaya
dalam yang bekerja pada masing masing struktur sekunder tersebut Jika sudah
memenuhi syarat maka reaksi dari masing masing struktur sekunder tersebut akan
di jadikan beban pada struktur primer Struktur primer yang sudah di pradimensi
akan di analisa dengan menggunakan kombinasi kombinasi beban mati beban hidup
dan beban gempa dengan bantuan software etabs 2015 Selanjutkan output dari
etabs berupa momen lentur gaya lintang dan gaya normal pada masing masing
balok dan kolom akan di kontrol secara manual dengan metode LRFD yang
mengacu kepada SNI 1729 2015
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
82
325 Pengolahan Data
325a Analisa Struktur Manual Dengan Metode LRFD
Pada tahap analisa struktur manual dengan metode LRFD bagian yang akan
dianalisa adalah mengontrol momen lentur dan gaya geser yang terjadi pada balok
komposit Pada kolom di kontrol kombinasi gaya tekan dan lentur dua arah serta
gaya geser Lalu selanjutnya adalah melakukan kontrol terhadap pradimensi apakah
sudah memenuhi syarat atau belum
325b Analisa sambungan balok kolom
Analisa sambungan dilakukan untuk mendapatkan jumlah baut tebal pelat
penyambung tebal las pada Balok dan kolom analisa sambungan pemikul momen
menggunakan momen plastis penampang sebagai momen ultimit sehingga
kekuatan sambungan sama dengan atau lebih besar dari kekuatan profil sedangkan
pada sambungan sendi digunakan gaya geser ultimate sebagai gaya geser rencana
326 Hasil dan Pembahasan
Dimensi struktur sekunder dan dimensi struktur primer yang memenuhi
syarat keamanan dan kenyamanan Rekapitulasi stress ratio pada balok komposit
dan kolom yang ada di struktur primer Stress ratio sendiri adalah perbandingan
gaya terfaktor dibagi dengan gaya terkoreksi yang artinya jika stress ratio lebih
besar dari satu (1) maka struktur dinyatakan tidak memenuhi syarat keamanan
327 Kesimpulan dan Saran
328 Selesai
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
83
BAB IV
HASIL DAN PEMBAHASAN
41 Disain Struktur Sekunder
411 Pelat Floor deck
Gambar 41 Tributari area elevasi +580 m
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat sendiri pelat 012 x 1 x 2400 = 288 kgm
Berat spesi 002 x 1 x 2100 = 42 kgm
Berat keramik 001 x 1 x 2400 = 24 kgm +
qdl = 354 kgm
2 Beban hidup (life load)
Berdasarkan PPPURG 1987 beban hidup untuk lantai pabrik 400 kgm2
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
84
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 354 = 4956 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 354 + 16 x 400 = 10648 kgm
sehingga digunakan qu = 10648 kgm
B Dimensi Floor Deck
Berdasarkan SNI ndash 03 ndash 2847 ndash 2002 pasal 103 didapat momen positif
maximum untuk pelat satu arah adalah
Gambar 42 Distribusi momen untuk pelat satu arah
=
=
= 30422 kg m
Dicoba smartdeck BMT 07 mm
Gambar 43 Diagram tegangan momen kopel (positif) floor deck
d = h ndash c = 120 ndash 255 = 945 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
85
a =
=
= 239867 mm
ϕMn = 08 As fy ( d- )
ϕMn = 08 x 92676 x 550 ( 945 -
)
ϕMn = 33644 kg m gt Mu = 30422 kg m ( OK )
C Dimensi Wiremesh
Berdasarkan SNI ndash 03 ndash 2847 ndash 2002 pasal 103 didapat momen negatif
maximum untuk pelat satu arah adalah
=
=
= 42592 kg m
Dicoba wiremesh M-8 ( AST = 33493 mm2 )
Gambar 44 Diagram tegangan momen kopel (negatif) floor deck
d = h - selimut ndash 05 ϕ = 120 ndash 20 ndash 05 x 8 = 96
a =
=
= 1083 mm
ϕMn = 08 As fy ( d- )
ϕMn = 08 x 33493 x 400 ( 96 -
)
ϕMn = 970955 kg m gt Mu = 42592 kg m ( OK )
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
86
412 Balok Anak Pelat Floor Deck
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat floof deck = 2 x 354 = 708 kgm
Berat WF 300 x 150 x 55 x 8 = 32 = 32 kgm +
qdl = 740 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup pelat = 2 x 400 = 800 kgm
qll = 800 kgm
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 740 = 1036 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 740 + 16 x 800 = 2168 kgm
sehingga digunakan qu = 2168 kgm
B Momen ultimate
MMAX = qu l2
MMAX = 2168 x 82
MMAX = 17344 kg m
C Kontrol momen
- menentukan lebar efektif pelat beton
1 be lt
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
87
be lt
be lt 1
2 be lt bo
be lt 1
sehingga digunakan be = 1 meter
akibat adanya lubang pada floor deck maka digunakan bekivalen
bekivalen =
=
= 810 mm
- Menentukan nilai n
Ebeton = 4700 = 4700 radic25 = 23500
Ebaja = 200000
n = = = 851
- Menentukan lebar transformasi penampang beton
=
= 951 cm
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Pelat Beton 11412 6 68472 Floor Deck 1867 945 17643 Profil WF 3766 245 92267
sum 17045 sum 178382
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
88
ẏ = sum
sum =
= 1046 cm
Titik berat berada di pelat beton
a =
=
= 4938 mm
d1 = 05hprofil + tpelat = 125 + 120 = 245 mm
d2 = hprofil ndash ċ = 120 ndash 1713 = 10287
ϕMn = 09 As fy ( d1- )
ϕMn = 09 x [ 3766 x 240 x ( 245 -
) +118843 550 ( 10287 -
) ]
ϕMn = 1792124 + 102396
ϕMn = 189452 kg m gt Mu = 17344 kg m ( OK )
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
89
D Dimensi Penghubung Geser (Shear Conector)
Gaya horizontal akibat aksi komposit penuh
Vh = 085 a b = 085 x 4938 x 1000 x 25 = 1049325 N
Digunakan Stud connector ⅝rdquo luas satu buah stud connector adalah
Asc = d2 = 158752 =19801 mm2
Kuat geser satu buah shear connector
Qn = 05 Asc lt Rg Rp Asc fu
Qn = 05 x 19801 x radic25 23500 lt 085 x 075 x 19801 x 550
Qn = 7588676 N lt 69427
Jumlah shear connector yang di butuhkan
N = = = 151 ~ 16 buah untuk setengah bentang
Total kebutuhan shear connector adalah 32 buah untuk semua bentang Jika
dipasang dua buah shear connector pada setiap penampang melintang maka
jarak shear connector adalah
S = = 500 mm
Smin = 6d = 6 x 15875 = 9525 mm
Smax = 8t = 8 x 120 = 960 mm
Strans = 4d = 4 x 15875 = 635 mm
Sehingga digunakan shear connector 2 x (⅝rdquo x 65 cm) dengan jarak 20 cm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
90
E Kontrol Geser
Menghitung gaya geser ultimate
Vu = qu l = x 2168 x 8 = 8672 kg
Menghitung gaya geser nominal
ϕVn = 09 (06 fy) h tw
ϕVn = 09 x 06 x 240 x 264 x 55
ϕVn = 20243 kg gt Vu = 8672 kg (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
91
413 Pelat Chekered
Gambar 45 Tributari area elevasi +1070 m
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat pelat 45 mm = 00045 x 1 x 7850 = 35325 kgm
2 Beban hidup (life load)
Berdasarkan PPPURG 1987 beban hidup untuk lantai pabrik 400 kgm2
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 35325 = 49455 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 35325 + 16 x 400 = 68239 kgm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
92
sehingga digunakan qu = 68239 kgm
B Momen Maximum
Berdasarkan SNI ndash 03 ndash 2847 ndash 2002 pasal 103 didapat momen maximum
untuk pelat satu arah adalah
Gambar 46 Distribusi momen untuk pelat satu arah
=
=
= 2557 kg m
C Momen Nominal
ϕMn = 09 zx fy
= 09 x ( b d2 ) x fy
= 09 x ( 1000 x 452 ) x 240
= 10935 kg m gt Mu = 2557 kg m OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
93
414 Siku Pengaku Pelat Lantai Chekred
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat pelat 45 mm = 00045 x 06 x 7850 = 21195 kgm
Berat L 70 x 70 x 6 = 638 = 638 kgm +
= 27575 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup pelat = 06 x 400 = 240 kgm
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 27575 = 35805 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 27575 + 16 x 240 = 41469 kgm
sehingga digunakan qu = 41469 kgm
B Momen Maximum
=
=
= 7465 kg m
C Momen Nominal
My = sx fy
= 7330 x 240
= 17592 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
94
Me =
=
= 13524 kg m
Me gt My
Mn = [ 192 ndash 117 ] Me lt 15 My
= [ 192 ndash 117
] My lt 15 My
= 1498 My lt 15 My
ϕMn = 09 x 1498 x My
= 09 x 1498 x 17592
= 23717 kg m gt Mu = 7465 kg m OK
C Geser Nominal
lt 11
lt 11
1 lt 34785 ~gt cv = 1
ϕVn = 09 06 Aw fy cv
= 09 x 06 x 70 x 7 x 240 x 1
= 63504 kg gt Vu = (05 x l x qu = 2488 kg)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
95
415 Balok Anak Pelat Chekered
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat L 70 x 70 x 6 = 638 x 12 x 13 = 99528 kg
Berat ekivalen siku = =
= 12441 kgm
Berat pelat 45 mm = 00045 x 12 x 7850 = 42390 kgm
Berat WF 200 x 150 x 6 x 9 = 30600 = 30600 kgm
Berat L 70 x 70 x 6 = 12441 = 12441 kgm +
= 85431 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup pelat = 12 x 400 = 480 kgm
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 85431 = 11960 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 76131 + 16 x 480 = 87052 kgm
sehingga digunakan qu = 87052 kgm
B Momen Maximum
=
=
= 696414 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
96
C Menentukan momen nominal
Lp = = radic
36 = 18357 cm
L lt Lp
Mp = zx fy
= [(btf(h-tf)) + 05(h-2tf)2tw)] fy
= [(150 x 9 x (200 ndash 9)) + 05(200 ndash 2 x 9)2 x 6)] x 240
= 857332 kg m
ϕMn = 09 Mp
= 09 x 857332
= 771599 kg m gt Mu = 696414 kg m OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
97
416 Gording
Gambar 47 Rencana atap elevasi +1250 m dan +3550 m
Jarak antara Gording = 14 meter
Panjang gording = 6 meter
Sudut kemiringan atap = 10o
Berat atap (BMT 045) = 657 kgm2
Isolation rockwool = 25 kgm2
Profil gording = CNP 150 x 50 x 20 x 32 = 7 kgm
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat isolation rockwool = 14 x 25 = 35 kgm
Berat atap = 14 x 657 = 92 kgm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
98
Berat gording = 70 = 70 kgm +
qdl = 512 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup di tengah gording = 100 kg
3 Beban angin
Gambar 48 Kecepatan angin
Kecepatan angin maximum adalah 35 KNOT yaitu 6482 kmjam ( 18 ms )
P = = = 2026 kgm2
Tekanan angin minimum di laut dan di tepi laut sampai sejauh 5 km dari pantai
diambil minimum 40 kgm2 Sehingga digunakan tekanan angin 40 kgm2
Koefisien angin tekan = 002α - 04 = 002 (10) - 04 = - 02
Koefisien angin hisap = - 04
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
99
qtekan = -02 x 40 = 8 kgm2
qhisap = -04 x 70 = 16 kgm2
B Menghitung momen momen pada gording
1 akibat beban mati
Mx = qdl cosα = 512 x cos10 x 62 = 226899 kg m
My = qdl sinα = 512 x sin10 x 22 = 445 kg m
2 akibat beban hidup
Mx = P cosα lx = 100 x cos10 x 6 = 147721 kg m
My = P sinα ly = 100 x sin10 x 2 = 8682 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
100
3 akibat beban angin
Mtekan = qwl = (-8) x cos10 x 62 = -3545 kg m
Mhisap = qwl = (-16) x sin10 x 62 = -709 kg m
No Kombinasi Beban Sumbu x Sumbu y 1 14 DL 3176586 623 2 12 DL + 05La 3461393 9681 3 12 DL + 16 La 5086324 192312 4 12 DL + 13 W + 05La 4465911 -188234 5 12 DL + 16 La + 08 W 4802724 -374888 6 09 DL + 13 W 2261938 -8683
Sehingga didapat momen maximum adalah
Mx = 508632 kg m
My = 19231 kg m
C Menentukan momen nominal
Lp = = radic
181 = 92 cm
J = [ 2b + h ]
= [ 2 x 50 x 323 + 150 x 323 ]
= 2730 6667 mm
Cw = [
]
=
[
]
= 750 x 106
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
101
=
=
= 11512931
= 4 2
= 4
]2
= 3141 x 10-4
=
1 1
=
1 1 3141 10 240 70
= 25044 cm
Lp lt L lt Lr
Mp = zx fy
= [(btf(h-tf)) + 05(h-2tf)2tw)] fy
= [(50 x 32 x (150 ndash 32)) + 05(150 ndash 2 x 32)2 x 32)] x 240
= 95963 kg m
Mr = Sx fr
= 37400 x (240 ndash 70)
= 6358 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
102
ϕMnx = 09 ( Mp ndash ( Mp- Mr)
)
= 09 ( 95963 ndash (95963 ndash 6358)
)
= 66984 kg m gt Mu = 508632 kg m OK
ϕMny = 09 Sy fy
= 09 x 8200 x 240
= 17712 kg m gt Mu = 19231 kg m OK
kontrol syarat momen lentur
+ lt 10
+
lt 10
0867 lt 10 OK
D Lendutan
=
+
=
+
= 15194 + 7913
= 23107 mm
=
+
=
+
= 0331 + 0516
= 0846 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
103
δ =
= 23107 0846
= 23122 mm
δizin = = = 25 mm gt δ = 23112 mm OK
417 Sagrod (Batang Tarik)
Gambar 49 Rencana sagrod
Rencana digunakan sagrod Oslash 10 mm
A Beban yang bekerja
1 Beban mati
- Gording luar
Berat atap = 2 x 14 x 657 x sin 10o = 31944 kg
Berat gording = 2 x 7 x sin 10o = 24310 kg +
sum = 56254 kg
- Gording dalam
Berat atap = 2 x 14 x 657 x sin 10o = 31944 kg
Berat gording = 2 x 7 x sin 10o = 24310 kg
Isolation rockwoll = 2 x 14 x 25 x sin 10o = 121553 kg +
sum = 177807 kg
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
104
2 Beban hidup
- Gording luar
Beban tak terduga = 200 x sin 10o = 347296 kg
- Gording dalam
Beban tak terduga = 100 x sin 10o = 173648 kg
B Gaya ultimate pada sagrod
PDL = Gording Luar + 10 Gording Dalam + Berat sagrod
= 56254 + (10 x 177807) + (0617 x 14)
= 1920704 kg
PLL = Gording Luar + 10 Gording Dalam
= 347296 + (10 x 173648)
= 2083776 kg
Kombinasi Pu kg
14 DL 288899
12DL + 16LL 563888
Digunakan 2 buah sagrod sehingga Pu sagrod adalah 5638882 = 281944 kg
C Menentukan Gaya Nominal Sagrod
Kekuatan leleh tarik pada penampang bruto
ϕPn = 09Asfy
= 09 x 785 x 240
= 16955 kg
Kekuatan tarik pada penampang netto
ϕPn = 075Asfu
= 075 x (09 x 785) x 370
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
105
= 19605 kg
Sehingga ʹϕPn yang digunakan adalah 16955 kg
Stress ratio = =
= 017 lt 1 OK
418 Ikatan Angin
Ikatan angin akan didisain menggunakan besi beton karena kelangsingan besi
beton sangat kecil maka batang hanya didisain terhadap tarik
Gambar 410 Tributri area ikatan angin
Dicoba menggunakan ikatan angin Oslash 22 mm
Data data geometri
x = 12 tanα = 12 tan 10o = 21159 m
h1 = 71 + x = 71 + 21159 = 92159 m
β
60925 60925 60925 60925
60000
60000 60000 60000 60000
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
106
h2 = 71 + 075x = 71 + 15869 = 86869 m
h3 = 71 + 025x = 71 + 05289 = 76289 m
tan β =
= 09848 β = 445617o
sin β = 07016
cos β = 07126
Koefisien angin C = 09
F1 = CPa λ
= 09 x 40 x 6 x
= 193350 kg
F2 = CPa λ
= 09 x 40 x 6 x
= 176210 kg
F3 = CPa λ
= 09 x 40 x 6 x
= 159072 kg
R = 05F1 + F2 + F3 = 96675 + 176210 + 159072 = 431957 kg
A Gaya Ultimate Pada Ikatan Angin
Gaya batang akan dihitung dengan menggunakan analisa keseimbangan titik
buhul
- Titik A
sumV = 0 sum H = 0
R + S1 = 0 H1 = 0
S1 = - R
S1 = - 431957 kg
- Titik B
sumV = 0 sum H = 0
F3 + S1 + D1sinβ = 0 H2 + D1cosβ = 0
D1 = -
H2 = - D1cosβ
R
S1
H1
H2
S1
F3
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
107
S1
D1 = -
H2 = - 388946 x 07124
D1 = 388946 kg H2 = - 277085 kg
- Titik C
sumV = 0 sum H = 0
S2 + D1sinβ = 0 H3 ndash H1 - D1cosβ = 0
S2 = - D1sinβ H3 = 0 + D1cosβ
S2 = - 388946 x 07016 H3 = 388946 x 07124
S2 = - 272885 kg H2 = 277085 kg
- Titik D
sumV = 0
F2 + S2+ D2sinβ = 0
D2 = -
D2 = -
D2 = 137792 kg
Gaya batang maximum pada ikatan angin 388946 kg
Pu = 16 WL = 16 x 388946 = 622314 kg
B Gaya Nominal Ikatan Angin
Kekuatan leleh tarik pada penampang bruto
ϕPn = 09Asfy
= 09 x 3801 x 240
= 821016 kg
Kekuatan tarik pada penampang netto
ϕPn = 075Asfu
= 075 x (09 x 3801) x 370
= 949299 kg
H3 H1
S2
F2
H2 H4
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
108
Sehingga ʹϕPn yang digunakan adalah 821016 kg
Stress ratio = =
= 076 lt 1 OK
419 Tangga
Gambar 411 Rencana tangga
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Pipa 15rdquo 36 x [ (2x4942) + (8x1) + (4x03)] = 687 kg
Pipa 1rdquo = 18 x [ (4x4942) + (8x03)] = 399 kg
Pelat 45 mm = 35325 x 03 x 1 x 16 = 1696 kg +
= 27816 kg
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
109
= =
= 56285 kgm
Digunakan profil UNP 200 x 80 x 75 x 11
= +
= 56285 + 246
= 80885 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup tangga = 400 kgm
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 80885 = 113239 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 80885 + 16 x 400 = 737062 kgm
sehingga digunakan qu = 737062 kgm untuk 2 profil kanal beban untuk 1
profil kanal adalah = 368521 kgm
B Momen maximum
Mu = q = 368521 x 4942 = 11251 kg m
C Momen nominal
Lp = = radic
238 = 121366 cm
b = b ndash 05tw
= 80 ndash (05 x 75)
= 7625 mm
h = h - tf
= 200 - 11
= 189 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
110
J = [ 2brsquo + hrsquo ]
= [ 2 x 7625 x 113 + 189 x 753 ]
= 94237291 mm
Cw = [
]
=
[
]
=
[
]
= 120 x 108
=
=
= 2474747
= 4 2
= 4
]2
= 18143 x 10-5
=
1 1
=
1 1 18143 10 240 70
= 51792 cm
Lp lt L lt Lr
Mp = zx fy
= [(btf(h-tf)) + 05(h-2tf)2tw)] fy
= [(80 x 11 x (200 ndash 11)) + 05(200 ndash 2 x 11)2 x 75)] x 240
= 684324 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
111
Mr = sx fr
= 195000 x (240 ndash 70)
= 3315 kg m
ϕMnx = 09 ( Mp ndash ( Mp- Mr)
)
= 09 ( 684324 ndash (684324 ndash 3315)
)
= 352568 kg m gt Mu = 11251 kg m OK
42 Disain Struktur Primer
421 Beban beban yang bekerja
4211 Beban gravitasi
a Beban pada floor deck
- Beban mati tambahan (dead load)
Berat spesi 002 x 1 x 2100 = 42 kgm
Berat keramik 001 x 1 x 2400 = 24 kgm +
qdl = 66 kgm
adapun berat sendiri profil dihitung dengan software etabs 2015
- Beban hidup (life load)
Berdasarkan PPPURG 1987
Beban hidup rencana untuk lantai pabrik = 400 kgm2
Koefisien reduksi untuk perencanaan balok induk = 100
Koefisien reduksi untuk peninjauan terhadap masa gempa = 090
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
112
b Beban pada lantai chekered plate
- Beban mati tambahan (dead load)
Berat per 6 meter luas L 70 x 70 x 6 = 638 x 6 x 9 = 34452 kg
Berat ekivalen siku = =
= 957 kgm
- Beban hidup (life load)
Berdasarkan PPPURG 1987
Beban hidup rencana untuk lantai pabrik = 400 kgm2
Koefisien reduksi untuk perencanaan balok induk = 100
Koefisien reduksi untuk peninjauan terhadap masa gempa = 090
4212 Beban angin
- Dinding vertical
Di pihak angin = + 09 x 40 = + 36 kgm2
Di belakang angin = - 04 x 40 = - 16 kgm2
- Atap segi-tiga dengan sudut kemiringan α 10o
Koefisien angin tekan = 002α - 04 = 002 (10) - 04 = - 02
Koefisien angin hisap = - 04
qtekan = -02 x 40 = -8 kgm2
qhisap = -04 x 70 = -16 kgm2
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
113
4213 Beban gempa
Jenis pemamfaatan bangunan = Pabrik (kategori risiko II tabel 27)
Faktor keutamaan gempa Ie = 1 (tabel 28)
Ss = 05g
S1 = 03g
Jenis tanah = Keras (kelas C)
Fa = 12 ( tabel 211 dengan input Ss = 05 )
Fs = 15 ( tabel 212 dengan input S1 = 03 )
SDS = Fa Ss = 12 05 = 040
SD1 = FV S1 = 15 03 = 030
Gambar 412 Respon spectra rencana
Berdasarkan SDS gedung berada di kategori risiko C ( tabel 213 )
Berdasarkan SD1 gedung berada di kategori risiko D ( tabel 214 )
00000
00500
01000
01500
02000
02500
03000
03500
04000
04500
0000 1000 2000 3000 4000 5000
S
T
MEDAN TANAH KERAST S
0000 01600
0075 02800
0113 03400
0150 04000
0750 04000
0750 04000
0830 03614
3070 00977
3310 00906
3550 00845
4030 00744
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
114
Sehingga bangunan akan direncanakan dengan kategori risiko D yaitu sistem
rangka baja pemikul momen khusus Adapun nilai koefisien modifikasi respons
(R) faktor kuat lebih (Ω) dan faktor pembesaran defleksi (cd) adalah
Koefisien modifikasi respons (R) = 8
Faktor kuat lebih (Ω) = 3
Faktor pembesaran defleksi (cd) = 55
1 Gaya gempa statik ekivalen
- Menentukan T
- Ta = Ct -gt Ct = 0724 x = 08 ( tabel 213 )
= 00724 x 37614
= 1318 detik
Tmax = Cu Ta -gt Cu = 14 ( tabel 214 )
= 14 1318
= 1845 detik
Tc = Tx 3438 Ty -3231
Sehingga digunakan T = 1845
- Menentukan nilai C
Cmin = 0044 SDS I gt 001
= 0044 040 1 gt 001
= 00176
Cs = =
= 005
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
115
Cs = =
= 0020
Sehingga digunakan Cs = 0020
- Menentukan berat struktur
Beban mati
Tabel 41 Beban mati struktur (rangka)
Tabel 42 Beban mati struktur (Atap partisi diafragma dll)
Sehingga beban mati total struktur adalah 46021142 kg
Adapun beban hidup total permeter luas adalah 09 x 400 = 360 kgm2
No Jenis Beban Sendiri q kgm L m W Kg
1 H 350 X 350 X 12 X 19 13700 42813 5865313
2 H 300 X 300 X 10 X 15 9400 16583 1558785
3 IWF 300 X 150 X 65 X 9 3670 192448 7062838
4 IWF 350 X 175 X 7 X 11 4960 26850 1331760
5 IWF 250 X 125 X 6 X 9 2960 16455 487059
6 IWF 200 X 200 X 8 X 12 4990 4640 231536
7 IWF 200 X 100 X 55 X 8 2130 135712 2890659
8 CNP 700 85280 596960
9 Sagrod 062 29242 18042
10 Ikatan angin 298 23758 70894
sum 20113845
No Jenis Beban Sendiri q kgm2 A m2 W Kg
1 Floor deck 28800 52636 15159168
2 Chekered plate 45 mm 4777 184206 8798611
3 Clading 446 2200 9812
4 Spandek 498 64700 322206
5 Isolation Rockwool 2500 64700 1617500
sum 25907297
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
116
Tabel 43 Beban hidup struktur
No Beban Hidup q kgm2 A m2 W Kg
1 Floor deck 36000 52636 18948960
2 Chekered plate 45 mm 36000 184206 66314244
sum 85263204
Sehingga berat struktur adalah
WT = WDL + WLL
= 25907297 + 85263204
= 131284346 kg
- Menentukan gaya geser dasar
V = Cs WT
= 0020 131284346
= 2668381 kg
2 Analisis spectrum respons ragam
- Kontrol partisipasi massa ragam
Tabel 44 Waktu getar alami dan partisipasi massa
Case ModePeriod Selisih Waktu
Getar Alami Sum UX Sum UY Sum UZ
sec
Modal 1 3438 870 06918 00161 00022
Modal 2 3139 1911 07121 06293 00025
Modal 3 2539 666 07818 06293 00028
Modal 4 237 1139 0782 06297 00032
Modal 5 21 3948 0782 07018 00037
Modal 6 1271 582 0786 07024 00065
Modal 7 1197 635 09305 07037 00066
Modal 8 1121 660 09308 07038 00084
Modal 9 1047 669 09308 07057 00086
Modal 10 0977 379 09311 07792 00088
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
117
Tabel 44 Waktu getar alami dan partisipasi massa (lanjutan)
Case ModePeriod Selisih Waktu
Getar Alami Sum UX Sum UY Sum UZ
sec
Modal 11 094 1649 09318 08848 00096
Modal 12 0785 382 09332 08849 00099
Modal 13 0755 252 0959 08885 00099
Modal 14 0736 095 09612 09008 00117
Modal 15 0729 727 09627 09114 00125
Modal 16 0676 459 09751 09119 00125
Modal 17 0645 698 09799 09121 00125
Analisa modal pada software etabs 2015 menunjukan bahwa
perbedaan waktu getar sangat sedikit sehingga untuk selanjutnya digunakan
metoda kombinasi kuadrat lengkap (CQC) Pada mode ke 7 partisipasi
massa pada UX sudah mencapai 93 dan pada mode ke 14 partisipasi
massa pada UY sudah mencapai 90 sehingga sudah memenuhi syarat
minimal (90)
- Kontrol base reaction
Tabel 45 Base Reaction
Load CaseCombo
FX FY FZ
KN KN KN
RS U1 Max 2366839 325487 10303
RS U2 Max 290655 2367369 22637
085 VStatik gt VDinamik
085 2668381 gt 2367369
226812 lt 2367369 (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
118
4214 Beban notional
Untuk struktur yang menahan beban gravitasi terutama melalui kolom dinding
atau portal vertikal nominal diijinkan menggunakan beban notional untuk mewakili
efek ketidaksempurnaan awal Beban notional harus digunakan sebagai beban
lateral pada semua levelbeban national di hitung otomatis dari program ETABS
2015 dengan nominal 0002 α Yi untuk mewakili ketidaksempurnaan awal dan
0001 α Yi untuk kekakuan lentur sehingga
Ni = 0003 α Yi
Gambar 413 Beban notional pada etabs 2015
Beban tersebut di distribusikan arah orthogonal baik untuk beban grafitasi beban
hidup maupun beban grafitasi akibat beban mati
422 Kombinasi beban
Struktur akan didisain dengan gempa termasuk gaya seismic vertikal dan
faktor redundansi Gaya seismic vertikal adalah
Ev = 02 SDS DL
= 02 040 DL
= 008 DL
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
119
Faktor redundansi untuk kategori desain seismik DE dan F adalah 13 sehingga
kombinasi pembebanan menjadi
1 14D
2 12D + 16L + 05(Lr atau R)
3 12D + 16(Lr atau R) + (L atau 05W)
4 12D + 10 W + L + 05(Lr atau R)
5 12D + 10 E + L -gt 13D + 13E + L
6 09D + 10 W
7 09D + 10 E -gt 08D + 13E
423 Kontrol Driff
Tabel 46 Simpangan antar lantai akibat gempa X
Elevasi h SUMBU X SUMBU Y ∆IZIN KETERANGAN
m mm δse (mm) δx (mm) ∆x (mm) δse (mm) δy (mm) ∆y (mm) mm
355 4100 80 440 2585 15 825 385 82 OK
314 3000 753 41415 2035 143 7865 33 60 OK
284 3000 716 3938 2695 137 7535 275 60 OK
254 3000 667 36685 363 132 726 33 60 OK
224 3000 601 33055 4345 126 693 44 60 OK
194 3000 522 2871 4565 118 649 495 60 OK
164 2650 439 24145 3905 109 5995 66 53 OK
1375 3050 368 2024 407 97 5335 1155 61 OK
107 4900 294 1617 7535 76 418 253 98 OK
58 5800 157 8635 8635 3 165 165 116 OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
120
Gambar 414 Grafik simpangan antar lantai VS elevasi akibat gempa - X
Tabel 47 Simpangan antar lantai akibat gempa Y
Elevasi h SUMBU X SUMBU Y ∆IZIN KETERANGAN
m mm δse (mm) δx (mm) ∆x (mm) δse (mm) δy (mm) ∆y (mm) mm
355 4100 398 742 35 742 4081 1925 82 OK
314 3000 371 707 27 707 38885 1485 60 OK
284 3000 35 68 3 68 374 165 60 OK
254 3000 324 65 43 65 3575 2365 60 OK
224 3000 288 607 56 607 33385 308 60 OK
194 3000 246 551 68 551 30305 374 60 OK
164 2650 201 483 68 483 26565 374 53 OK
1375 3050 164 415 92 415 22825 506 61 OK
107 4900 127 323 182 323 17765 80 98 OK
58 5800 62 141 141 141 9765 9765 116 OK
0
5
10
15
20
25
30
35
40
0 20 40 60 80 100 120 140
ELEV
ASI
STORY DRIFT
GRAFIK STORY DRIFT vs ELEVASI
DRIFT X
DRIFT Y
DRIFT IZIN
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
121
Gambar 415 Grafik simpangan antar lantai VS elevasi akibat gempa - Y
424 Kontrol Profil
4241 Kolom 350 x 350 x 12 x 19 ( A = 1739 cm2 )
Ix = 40300 cm4 Zx = 24931
Iy = 13600 cm4 Zy = 11749
Sx = 2300 cm3 Lp = 449 m
Sy = 776 cm3 Lr = 1718 m
rx = 152 cm Mp = 5983 KN m
ry = 884 cm Mr = 391 KN m
Panjang tidak terkekang lateral = 58 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
0
5
10
15
20
25
30
35
40
0 20 40 60 80 100 120 140
ELEV
ASI
STORY DRIFT
GRAFIK STORY DRIFT vs ELEVASI
DRIFT X
DRIFT Y
DRIFT IZIN
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
122
a Kapasitas kolom terhadap tekan
λ = lt 471
=
lt 471
= 65611 lt 13797
fe =
=
= 45890 MPa
lt 225
lt 225
0522 lt 225
Sehingga tegangan keritis adalah
fcr = 0658 fy
= 0658 240
= 19698 MPa
ϕPn = 09 fcr A
= 09 19698 17390
= 308307 KN
b Kapasitas kolom terhadap momen sumbu x
L = 58 m
Lp = 449 m
Lr = 1718 m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
123
didapat Lp lt L lt Lr sehingga momen ultimate adalah
Mn = Cb [Mp ndash ( Mp- Mr)
]
= 1 [5983 - (5983 ndash 391)
]
= 57694 KN m
ϕ Mn = 09 57694
= 51924 KN m
c Kapasitas kolom terhadap momen sumbu y
ϕ Mn = 09 Zy fy
= 09 11749 240
= 25377 KN m
Tabel 48 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 350 x 350 x 12 x 19
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
14DL 0 -50108 -439 -693 PuϕPn lt 02 0114
14DL 275 -49599 076 340 PuϕPn lt 02 0092
14DL 55 -49090 565 1356 PuϕPn lt 02 013
12DL + 16LL 0 -234590 -1264 -1380 PuϕPn gt 02 0846
12DL + 16LL 275 -234153 104 786 PuϕPn gt 02 0794
12DL + 16LL 55 -233716 1360 2854 PuϕPn gt 02 0871
12DL + 16LL + 05WL-X 0 -237561 -1198 2174 PuϕPn gt 02 0867
12DL + 16LL + 05WL-X 275 -237124 116 2293 PuϕPn gt 02 083
12DL + 16LL + 05WL-X 55 -236688 1312 2004 PuϕPn gt 02 0865
12DL + 16LL + 05WL-Y 0 -234440 -2572 -1245 PuϕPn gt 02 0889
12DL + 16LL + 05WL-Y 275 -234003 -342 865 PuϕPn gt 02 0803
12DL + 16LL + 05WL-Y 55 -233567 2144 2857 PuϕPn gt 02 0898
12DL + LL + WL-X 0 -168693 -156 6011 PuϕPn gt 02 0668
12DL + LL + WL-X 275 -168257 257 3604 PuϕPn gt 02 0629
12DL + LL + WL-X 55 -167820 583 512 PuϕPn gt 02 0586
12DL + LL + WL-Y 0 -162386 -4668 -795 PuϕPn gt 02 0716
12DL + LL + WL-Y 275 -161949 -1059 776 PuϕPn gt 02 0588
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
124
Tabel 48 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 350 x 350 x 12 x 19 (lanjutan)
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
12DL + LL + WL-Y 55 -161513 3203 2242 PuϕPn gt 02 0686
13DL + LL + ρRS-X Max 0 -161904 5293 4622 PuϕPn gt 02 0802
13DL + LL + ρRS-X Max 275 -161431 1821 3150 PuϕPn gt 02 0653
13DL + LL + ρRS-X Max 55 -160958 5145 3377 PuϕPn gt 02 0772
13DL + LL + ρRS-X Min 0 -171412 -7624 -5979 PuϕPn gt 02 0938
13DL + LL + ρRS-X Min 275 -170939 -1731 -1543 PuϕPn gt 02 0654
13DL + LL + ρRS-X Min 55 -170466 -2792 1061 PuϕPn gt 02 0681
13DL + LL + ρRS-Y Max 0 -157108 2483 11576 PuϕPn gt 02 0806
13DL + LL + ρRS-Y Max 275 -156635 990 6117 PuϕPn gt 02 0659
13DL + LL + ρRS-Y Max 55 -156162 2686 4441 PuϕPn gt 02 0688
13DL + LL + ρRS-Y Min 0 -177929 -3506 -10847 PuϕPn gt 02 0899
13DL + LL + ρRS-Y Min 275 -177456 -609 -3714 PuϕPn gt 02 0673
13DL + LL + ρRS-Y Min 55 -176983 -1052 -492 PuϕPn gt 02 0632
09DL + WL-X 0 -38166 033 6660 PuϕPn lt 02 0193
09DL + WL-X 275 -37839 110 3230 PuϕPn lt 02 013
09DL + WL-X 55 -37511 161 -829 PuϕPn lt 02 0085
09DL + WLY 0 -31859 -4479 -146 PuϕPn lt 02 0233
09DL + WLY 275 -31532 -1205 402 PuϕPn lt 02 0108
09DL + WLY 55 -31204 2781 901 PuϕPn lt 02 0179
08DL + ρRS-X Max 0 -23960 6089 5031 PuϕPn lt 02 0377
08DL + ρRS-X Max 275 -23669 1794 2588 PuϕPn lt 02 016
08DL + ρRS-X Max 55 -23378 4359 1901 PuϕPn lt 02 0248
08DL + ρRS-X Min 0 -33468 -6828 -5570 PuϕPn lt 02 0432
08DL + ρRS-X Min 275 -33177 -1757 -2105 PuϕPn lt 02 0165
08DL + ρRS-X Min 55 -32886 -3578 -415 PuϕPn lt 02 0204
08DL + ρRS-Y Max 0 -18520 2830 11228 PuϕPn lt 02 0359
08DL + ρRS-Y Max 275 -18229 860 5259 PuϕPn lt 02 0166
08DL + ρRS-Y Max 55 -17938 2141 3132 PuϕPn lt 02 0175
08DL + ρRS-Y Min 0 -39341 -3159 -11196 PuϕPn lt 02 0406
08DL + ρRS-Y Min 275 -39050 -739 -4572 PuϕPn lt 02 0182
08DL + ρRS-Y Min 55 -38759 -1596 -1801 PuϕPn lt 02 0162
Stress ratio maximum adalah 0938 lt 1 OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
125
d Kapasitas kolom terhadap geser
Tabel 49 Resume gaya geser Kolom 350 x 350 x 12 x 19
V2 kN V3 kN
Vmax 18049 9887
Vmin -22158 -15602
- Kontrol terhadap geser sumbu x
ϕVn = 09 06 Aw fy
= 09 06 3744 240
= 48522 KN gt 22158 OK
- Kontrol terhadap geser sumbu y
ϕVn = 09 06 Af fy
= 09 06 12844 240
= 16645 KN gt 156 OK
4242 Kolom 300 x 300 x 10 x 15 ( A = 1198 cm2 )
Ix = 20400 cm4 Zx = 14647 cm3
Iy = 6750 cm4 Zy = 6817 cm3
Sx = 1360 cm3 Lp = 381 m
Sy = 450 cm3 Lr = 1376 m
rx = 131 cm Mp = 3515 KN m
ry = 751 cm Mr = 2312 KN m
Panjang tidak terkekang laterar = 3 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
126
a Kapasitas kolom terhadap tekan
λ = lt 471
=
lt 471
= 39947 lt 13797
fe =
=
= 123797 MPa
lt 225
lt 225
01938 lt 225
Sehingga tegangan keritis adalah
fcr = 0658 fy
= 0658 240
= 221295 MPa
ϕPn = 09 fcr A
= 09 221295 11980
= 2386003 KN
b Kapasitas kolom terhadap momen sumbu x
L = 3 m
Lp = 381 m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
127
didapat Lp gt L sehingga momen ultimate adalah
Mn = Mp
= 35152 KN m
ϕ Mn = 09 35152
= 319376 KN m
c Kapasitas kolom terhadap momen sumbu y
ϕ Mn = 09 Zy fy
= 09 6817 240
= 147247 KN m
Tabel 410 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 300 x 300 x 10 x 15
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
14DL 0 -12254 -884 -306 PuϕPn lt 02 0096
14DL 275 -12082 -141 072 PuϕPn lt 02 0038
14DL 55 -11910 605 449 PuϕPn lt 02 0081
12DL + 16LL 0 -53658 -6540 -1683 PuϕPn gt 02 0667
12DL + 16LL 275 -53510 -1187 515 PuϕPn gt 02 0311
12DL + 16LL 55 -53362 4228 2705 PuϕPn gt 02 0555
12DL + 16LL + 05WL-X 0 -53789 -6536 -1139 PuϕPn gt 02 0652
12DL + 16LL + 05WL-X 275 -53641 -1183 464 PuϕPn gt 02 031
12DL + 16LL + 05WL-X 55 -53494 4231 2060 PuϕPn gt 02 0538
12DL + 16LL + 05WL-Y 0 -54867 -7138 -1717 PuϕPn gt 02 071
12DL + 16LL + 05WL-Y 275 -54719 -1176 504 PuϕPn gt 02 0315
12DL + 16LL + 05WL-Y 55 -54572 4762 2715 PuϕPn gt 02 0593
12DL + LL + WL-X 0 -37583 -4262 -046 PuϕPn lt 02 037
12DL + LL + WL-X 275 -37435 -786 246 PuϕPn lt 02 014
12DL + LL + WL-X 55 -37287 2730 534 PuϕPn lt 02 0281
12DL + LL + WL-Y 0 -40160 -5753 -1248 PuϕPn lt 02 0515
12DL + LL + WL-Y 275 -40012 -752 319 PuϕPn lt 02 0145
12DL + LL + WL-Y 55 -39864 4114 1881 PuϕPn lt 02 0423
13DL + LL + ρRS-X Max 0 -34864 -2278 258 PuϕPn lt 02 0236
13DL + LL + ρRS-X Max 275 -34704 -448 634 PuϕPn lt 02 0124
13DL + LL + ρRS-X Max 55 -34544 4920 3224 PuϕPn lt 02 0509
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
128
Tabel 410 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 300 x 300 x 10 x 15
(lanjutan)
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
13DL + LL + ρRS-X Min 0 -42010 -6668 -2496 PuϕPn lt 02 062
13DL + LL + ρRS-X Min 275 -41850 -1139 041 PuϕPn lt 02 0167
13DL + LL + ρRS-X Min 55 -41690 930 353 PuϕPn lt 02 0162
13DL + LL + ρRS-Y Max 0 -36078 -3269 1785 PuϕPn lt 02 0355
13DL + LL + ρRS-Y Max 275 -35917 -644 806 PuϕPn lt 02 0145
13DL + LL + ρRS-Y Max 55 -35757 3829 4637 PuϕPn lt 02 0482
13DL + LL + ρRS-Y Min 0 -40673 -5470 -3709 PuϕPn lt 02 0574
13DL + LL + ρRS-Y Min 275 -40513 -955 -183 PuϕPn lt 02 0156
13DL + LL + ρRS-Y Min 55 -40353 1791 -1478 PuϕPn lt 02 0253
09DL + WL-X 0 -8094 -537 895 PuϕPn lt 02 0082
09DL + WL-X 275 -7983 -084 -055 PuϕPn lt 02 0025
09DL + WL-X 55 -7872 371 -1002 PuϕPn lt 02 0074
09DL + WLY 0 -10671 -2028 -307 PuϕPn lt 02 017
09DL + WLY 275 -10560 -050 019 PuϕPn lt 02 0027
09DL + WLY 55 -10449 1755 346 PuϕPn lt 02 0153
08DL + ρRS-X Max 0 -3468 1674 1216 PuϕPn lt 02 016
08DL + ρRS-X Max 275 -3370 266 336 PuϕPn lt 02 0036
08DL + ρRS-X Max 55 -3271 2356 1674 PuϕPn lt 02 022
08DL + ρRS-X Min 0 -10614 -2716 -1539 PuϕPn lt 02 0256
08DL + ρRS-X Min 275 -10516 -426 -258 PuϕPn lt 02 006
08DL + ρRS-X Min 55 -10417 -1633 -1197 PuϕPn lt 02 0171
08DL + ρRS-Y Max 0 -4709 606 2625 PuϕPn lt 02 0135
08DL + ρRS-Y Max 275 -4610 075 529 PuϕPn lt 02 0032
08DL + ρRS-Y Max 55 -4512 1354 3250 PuϕPn lt 02 0205
08DL + ρRS-Y Min 0 -9304 -1595 -2869 PuϕPn lt 02 0219
08DL + ρRS-Y Min 275 -9206 -236 -459 PuϕPn lt 02 005
08DL + ρRS-Y Min 55 -9107 -684 -2866 PuϕPn lt 02 0157
Stress ratio maximum adalah 0710 lt 1 OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
129
d Kapasitas kolom terhadap geser
Tabel 411 Resume gaya geser Kolom 300 x 300 x 10 x 15
V2 kN V3 kN
Vmax 18748 9962
Vmin -29322 -43951
- Kontrol terhadap geser sumbu x
ϕVn = 09 06 Aw fy
= 09 06 2700 240
= 34992 KN gt 29322 KN (OK)
- Kontrol terhadap geser sumbu y
ϕVn = 09 06 Af fy
= 09 06 8700 240
= 112752 KN gt 43951 KN (OK)
4243 Kolom 200 x 200 x 8 x 12 ( A = 6353 cm2 )
Ix = 4720 cm4 Zx = 5131 cm3
Iy = 1600 cm4 Zy = 2428 cm3
Sx = 472 cm3 Lp = 255 m
Sy = 160 cm3 Lr = 1072 m
rx = 862 cm Mp = 1231 KN m
ry = 502 cm Mr = 802 KN m
Panjang tidak terkekang laterar = 58 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
130
a Kapasitas kolom terhadap tekan
λ = lt 471
=
lt 471
= 115538 lt 13797
fe =
=
= 14799 MPa
lt 225
lt 225
1621 lt 225
Sehingga tegangan keritis adalah
fcr = 0658 fy
= 0658 240
= 121737 MPa
ϕPn = 09 fcr A
= 09 121737 6353
= 696056 KN
b Kapasitas kolom terhadap momen sumbu x
L = 58 m
Lp = 255 m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
131
Lr = 1072 m
didapat Lp lt L lt Lr sehingga momen ultimate adalah
Mn = Cb [Mp ndash ( Mp- Mr)
]
= 1 [123144 - (123144 ndash 8024)
]
= 106077 KN m
ϕ Mn = 09 106077
= 9547 KN m
c Kapasitas kolom terhadap momen sumbu y
ϕ Mn = 09 Zy fy
= 09 2428 240
= 524448 KN m
Tabel 412 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 200 x 200 x 8 x 12
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
14DL 0 -2195 -043 -037 PuϕPn lt 02 0028
14DL 275 -2006 004 001 PuϕPn lt 02 0016
14DL 55 -1818 049 038 PuϕPn lt 02 0027
12DL + 16LL 0 -4566 -141 -070 PuϕPn lt 02 0068
12DL + 16LL 275 -4405 007 018 PuϕPn lt 02 0035
12DL + 16LL 55 -4243 152 107 PuϕPn lt 02 0071
12DL + 16LL + 05WL-X 0 -3107 -138 483 PuϕPn lt 02 0100
12DL + 16LL + 05WL-X 275 -2945 008 053 PuϕPn lt 02 0029
12DL + 16LL + 05WL-X 55 -2784 150 -378 PuϕPn lt 02 0089
12DL + 16LL + 05WL-Y 0 -4677 -384 -090 PuϕPn lt 02 0117
12DL + 16LL + 05WL-Y 275 -4516 -011 019 PuϕPn lt 02 0037
12DL + 16LL + 05WL-Y 55 -4354 364 127 PuϕPn lt 02 0115
12DL + LL + WL-X 0 -622 005 1055 PuϕPn lt 02 0116
12DL + LL + WL-X 275 -461 014 081 PuϕPn lt 02 0015
12DL + LL + WL-X 55 -299 021 -895 PuϕPn lt 02 01
12DL + LL + WL-Y 0 -3816 -763 -100 PuϕPn lt 02 0184
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
132
Tabel 412 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 200 x 200 x 8 x 12
(lanjutan)
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
12DL + LL + WL-Y 275 -3655 -041 014 PuϕPn lt 02 0036
12DL + LL + WL-Y 55 -3493 686 126 PuϕPn lt 02 017
13DL + LL + ρRS-X Max 0 -1973 939 590 PuϕPn lt 02 0255
13DL + LL + ρRS-X Max 275 -1798 079 054 PuϕPn lt 02 0034
13DL + LL + ρRS-X Max 55 -1623 1078 567 PuϕPn lt 02 0277
13DL + LL + ρRS-X Min 0 -5225 -1217 -612 PuϕPn lt 02 0334
13DL + LL + ρRS-X Min 275 -5050 -072 -025 PuϕPn lt 02 0053
13DL + LL + ρRS-X Min 55 -4875 -791 -486 PuϕPn lt 02 0237
13DL + LL + ρRS-Y Max 0 340 425 1491 PuϕPn lt 02 024
13DL + LL + ρRS-Y Max 275 514 043 110 PuϕPn lt 02 0024
13DL + LL + ρRS-Y Max 55 689 462 1152 PuϕPn lt 02 0214
13DL + LL + ρRS-Y Min 0 -6918 -505 -1281 PuϕPn lt 02 0281
13DL + LL + ρRS-Y Min 275 -6743 -023 -068 PuϕPn lt 02 006
13DL + LL + ρRS-Y Min 55 -6569 -343 -1273 PuϕPn lt 02 0246
09DL + WL-X 0 1511 008 1085 PuϕPn lt 02 0126
09DL + WL-X 275 1632 006 070 PuϕPn lt 02 0021
09DL + WL-X 55 1753 004 -947 PuϕPn lt 02 0113
09DL + WLY 0 -1682 -761 -069 PuϕPn lt 02 0165
09DL + WLY 275 -1561 -049 003 PuϕPn lt 02 0021
09DL + WLY 55 -1440 668 075 PuϕPn lt 02 0146
08DL + ρRS-X Max 0 412 1035 596 PuϕPn lt 02 0263
08DL + ρRS-X Max 275 519 077 041 PuϕPn lt 02 0023
08DL + ρRS-X Max 55 627 978 534 PuϕPn lt 02 0247
08DL + ρRS-X Min 0 -2840 -1120 -606 PuϕPn lt 02 0298
08DL + ρRS-X Min 275 -2733 -074 -038 PuϕPn lt 02 0038
08DL + ρRS-X Min 55 -2625 -891 -519 PuϕPn lt 02 0244
08DL + ρRS-Y Max 0 2516 453 1421 PuϕPn lt 02 0254
08DL + ρRS-Y Max 275 2624 036 093 PuϕPn lt 02 0036
08DL + ρRS-Y Max 55 2731 420 1186 PuϕPn lt 02 0224
08DL + ρRS-Y Min 0 -4742 -477 -1350 PuϕPn lt 02 0267
08DL + ρRS-Y Min 275 -4634 -030 -085 PuϕPn lt 02 0048
08DL + ρRS-Y Min 55 -4527 -385 -1239 PuϕPn lt 02 0236
Stress ratio maximum adalah 0334 lt 1 (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
133
e Kapasitas kolom terhadap geser
Tabel 413 Resume gaya geser Kolom 200 x 200 x 8 x 12
V2 kN V3 kN
Vmax 4961 3345
Vmin ‐45461 ‐40182
- Kontrol terhadap geser sumbu x
ϕVn = 09 06 Aw fy
= 09 06 1408 240
= 18247 KN gt 4961 OK
- Kontrol terhadap geser sumbu y
ϕVn = 09 06 Af fy
= 09 06 4512 240
= 584755 KN gt 40182 OK
4244 Balok Komposit 300 x 150 x 65 x 9 ( A = 4678 cm2 )
Ix = 7210 cm4 Zx = 522 cm3
Iy = 508 cm4 Zy = 1042 cm3
Sx = 481 cm3 Lp = 167 m
Sy = 677 cm3 Lr = 497 m
rx = 124 cm Mp = 1253 KN m
ry = 329 cm Mr = 817 KN m
Panjang tidak terkekang laterar = 8 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
134
Tabel 414 Resume Gaya luar envelope balok komposit 300 x 150 x 65 x 9
Load CaseCombo Station P V2 V3 T M2 M3
m kN kN kN kN‐m kN‐m kN‐m
ENVELOPE Max 0175 0030 4867 0030 ‐0009 0012 35372
ENVELOPE Max 0671 0020 5715 0020 ‐0009 0000 32749
ENVELOPE Max 1166 0009 6564 0009 ‐0009 0000 30189
ENVELOPE Max 1662 0000 7412 0000 ‐0009 0000 30289
ENVELOPE Max 2158 0000 8260 0000 ‐0009 0000 29122
ENVELOPE Max 2653 0000 9109 0000 ‐0009 0004 26687
ENVELOPE Max 3149 0000 9957 0000 ‐0009 0018 22986
ENVELOPE Max 3617 0003 17149 0003 0059 0002 15061
ENVELOPE Max 4084 0003 17368 0003 0059 0000 10950
ENVELOPE Max 4552 0002 17587 0002 0059 0000 13087
ENVELOPE Max 5019 0001 17806 0001 0059 0000 15177
ENVELOPE Max 5487 0000 18025 0000 0059 0000 17921
ENVELOPE Max 5955 0000 18244 0000 0059 0000 22012
ENVELOPE Max 6422 0000 18463 0000 0059 0000 26039
ENVELOPE Max 6890 0000 18681 0000 0059 0000 30003
ENVELOPE Max 7357 0000 18900 0000 0059 0001 33905
ENVELOPE Max 7825 0000 19119 0000 0059 0003 37743
ENVELOPE Min 0175 0000 ‐28736 0000 ‐0084 0000 ‐56467
ENVELOPE Min 0671 0000 ‐26180 0000 ‐0084 0000 ‐42857
ENVELOPE Min 1166 0000 ‐23624 0000 ‐0084 ‐0007 ‐30998
ENVELOPE Min 1662 ‐0002 ‐21067 ‐0002 ‐0084 ‐0009 ‐23486
ENVELOPE Min 2158 ‐0013 ‐18511 ‐0013 ‐0084 ‐0005 ‐16393
ENVELOPE Min 2653 ‐0023 ‐15955 ‐0023 ‐0084 0000 ‐9722
ENVELOPE Min 3149 ‐0034 ‐13398 ‐0034 ‐0084 0000 ‐3471
ENVELOPE Min 3617 0000 ‐9354 0000 0007 0000 0930
ENVELOPE Min 4084 0000 ‐9219 0000 0007 0000 1369
ENVELOPE Min 4552 0000 ‐9084 0000 0007 ‐0001 ‐4717
ENVELOPE Min 5019 0000 ‐8950 0000 0007 ‐0001 ‐10866
ENVELOPE Min 5487 0000 ‐8815 0000 0007 ‐0002 ‐17834
ENVELOPE Min 5955 ‐0001 ‐8680 ‐0001 0007 ‐0002 ‐26313
ENVELOPE Min 6422 ‐0002 ‐8546 ‐0002 0007 ‐0001 ‐34895
ENVELOPE Min 6890 ‐0002 ‐8411 ‐0002 0007 0000 ‐43579
ENVELOPE Min 7357 ‐0003 ‐8276 ‐0003 0007 0000 ‐52366
ENVELOPE Min 7825 ‐0004 ‐8142 ‐0004 0007 0000 ‐61255
Didapat M+max 3774 KN m dan M-
max 6125 KN m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
135
a Kontrol momen positif
- menentukan lebar efektif pelat beton ( digunakan Lrelativ )
1 be lt
be lt
be lt 1
2 be lt bo
be lt 1
sehingga digunakan be = 1 meter
akibat adanya lubang pada floor deck maka digunakan bekivalen
bekivalen =
=
= 810 mm
- Menentukan nilai n
Ebeton = 4700 = 4700 radic25 = 23500
Ebaja = 200000
n = = = 851
- Menentukan lebar transformasi penampang beton
=
= 952 cm
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Pelat Beton 11424 6 68544 Floor Deck 1867 945 17646 Profil WF 4678 27 126306
sum 17969 sum 212496
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
136
ẏ = sum
sum =
= 11825 mm
Titik berat berada di pelat beton
a =
=
= 5968 mm
d1 = 05hprofil + tpelat = 150 + 120 = 270 mm
d2 = hprofil ndash ċ = 120 ndash 035 = 11965
ϕMn = 09 As fy ( d1- ӯ )
ϕMn = 09 x [ 4678 x 240 x (270 ndash 2984) +2646 550 (11965 ndash 2984) ]
ϕMn = 24266 + 1176
ϕMn = 25442 KN m gt Mu = 3774 KN m ( OK )
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
137
b Kontrol momen negatif
- Menentukan sumbu netral penampang
Tsr = Asr fyr
= 667 ( 503 ) 400
= 13413334 N
Tfd = As Fu
= 81485 550
= 4481675 N
T = Tsr + Tfd
= 13413334 + 448167
= 58230084 N
Cmax = As fy
= 4678 240
= 1122720 N
Cmax gt T maka titik berat berada pada profil baja
T + Ts = Cmax ndash Ts
2Ts = Cmax ndash T
Ts = 05 (1122720 ndash 58230084)
Ts = 270209 N
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
138
Jika sumbu netral jatuh di sayap maka
b tf fy = Ts
150 tw 240 = 27020958
t =
= 75 mm
- Menghitung garis kerja gaya pusat tekan
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Profil WF 4678 15000 701700 Flens -1125 29625 -333281
sum 3553 sum 36841
ӯ =
= 10369 mm
Momen terhadap garis kerja
Tsr Mn1 = Tsr (d ndash ӯ + ts ndash 24)
= 13413334 ( 300 ndash 10369 + 120 ndash 24 )
= 3920 KN m
Tfr Mn2 = Tfd ( d ndash ӯ + 25 )
= 4481675 ( 300 ndash 10369 + 25)
= 9918 KN m
Ts flens Mn3 = Ts ( d ndash ӯ ndash (752) )
= 270000 ( 300 ndash 10369 ndash 375 )
= 5199 KN m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
139
Mn = Mn1 + Mn2 + Mn3
= 3920 + 9918 + 5199
= 19037 KN m
ϕ Mn = 09 Mn
= 09 19037
= 17133 KN m gt 6125 KN m (OK)
D Dimensi Penghubung Geser (Shear Conector)
Gaya horizontal akibat aksi komposit penuh
Vh = 085 a b = 085 x 5968 x 1000 x 25 = 1268200 N
Digunakan Stud connector ⅝rdquo luas satu buah stud connector adalah
Asc = d2 = 158752 =19801 mm2
Kuat geser satu buah shear connector
Qn = 05 Asc lt Rg Rp Asc fu
Qn = 05 x 19801 x radic25 23500 lt 085 x 075 x 19801 x 550
Qn = 7588676 N lt 69427
Jumlah shear connector yang di butuhkan
N = = = 182 ~ 19 buah untuk setengah bentang
Total kebutuhan shear connector adalah 38 buah untuk semua bentang Jika
dipasang dua buah shear connector pada setiap penampang melintang maka
jarak shear connector adalah
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
140
S = = 421 mm
Smin = 6d = 6 x 15875 = 9525 mm
Smax = 8t = 8 x 120 = 960 mm
Strans = 4d = 4 x 15875 = 635 mm
Sehingga digunakan shear connector 2 x (⅝rdquo x 65 cm) dengan jarak 25 cm
E Kontrol Geser
Menghitung gaya geser ultimate
Vu = 43951 KN
Menghitung gaya geser nominal
ϕVn = 09 (06 fy) h tw
ϕVn = 09 x 06 x 240 x 282 x 65
ϕVn = 23755 KN gt Vu = 43951 (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
141
4245 Balok Komposit 350 x 175 x 7 x 11 ( A = 6314 cm2 )
Ix = 13600 cm4 Zx = 8408 cm3
Iy = 984 cm4 Zy = 1724 cm3
Sx = 775 cm3 Lp = 2 m
Sy = 112 cm3 Lr = 593 m
rx = 147 cm Mp = 2017 KN m
ry = 395 cm Mr = 1317 KN m
Panjang tidak terkekang laterar = 6 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
Tabel 415 Resume Gaya luar envelope balok komposit 350 x 175 x 7 x 11
Load CaseCombo Station P V2 V3 T M2 M3
m kN kN kN kN-m kN-m kN-m
ENVELOPE Max 015 00015 -286870 00000 -00119 00000 -114887
ENVELOPE Max 061 00007 -285538 00000 -00119 00002 17497
ENVELOPE Max 108 00000 -284206 00001 -00119 00003 149271
ENVELOPE Max 154 00000 -282873 00009 -00119 00000 509357
ENVELOPE Max 200 00000 -281541 00017 -00119 00000 1180521
ENVELOPE Max 250 00009 99787 00000 00008 00001 1186148
ENVELOPE Max 300 00000 101228 00000 00008 00003 1190858
ENVELOPE Max 350 00000 102668 00009 00008 00001 1204523
ENVELOPE Max 400 00000 104108 00017 00008 00000 1220570
ENVELOPE Max 446 00009 1540139 00000 01032 00000 560851
ENVELOPE Max 493 00001 1542137 00000 01032 00003 155777
ENVELOPE Max 539 00000 1544136 00007 01032 00002 31225
ENVELOPE Max 585 00000 1546134 00015 01032 00000 -93930
ENVELOPE Min 015 00000 -1602940 -00015 -00945 -00003 -1807980
ENVELOPE Min 061 00000 -1600942 -00007 -00945 00000 -1124508
ENVELOPE Min 108 -00001 -1598944 00000 -00945 00000 -483534
ENVELOPE Min 154 -00009 -1596945 00000 -00945 00000 -72489
ENVELOPE Min 200 -00017 -1594947 00000 -00945 -00006 163564
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
142
Tabel 415 Resume Gaya luar envelope balok komposit 350 x 175 x 7 x 11
(lanjutan)
Load CaseCombo Station P V2 V3 T M2 M3
m kN kN kN kN-m kN-m kN-m
ENVELOPE Min 250 00000 -138749 -00009 -00032 00000 224275
ENVELOPE Min 300 00000 -136409 00000 -00032 00000 283264
ENVELOPE Min 350 -00009 -134068 00000 -00032 00000 259583
ENVELOPE Min 400 -00017 -131728 00000 -00032 -00006 208160
ENVELOPE Min 446 00000 267215 -00009 00146 00000 -14744
ENVELOPE Min 493 00000 268547 -00001 00146 00000 -341901
ENVELOPE Min 539 -00007 269880 00000 00146 00000 -951197
ENVELOPE Min 585 -00015 271212 00000 00146 -00003 -1655771
Didapat M+max 122057 KN m dan M-
max -180798 KN m
a Kontrol momen positif
- menentukan lebar efektif pelat beton
1 be lt
be lt
be lt 075
2 be lt bo
be lt 1
sehingga digunakan be = 075 meter
akibat adanya lubang pada floor deck maka digunakan bekivalen
bekivalen =
= = 614633 mm
- Menentukan nilai n
Ebeton = 4700 = 4700 radic25 = 23500
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
143
Ebaja = 200000
n = = = 851
- Menentukan lebar transformasi penampang beton
=
= 723 cm
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Pelat Beton 864 6 5184 Profil WF 6314 295 186263
sum 16546 sum 253147
ẏ = sum
sum =
= 1592 cm
Titik berat berada di profil baja titik pusat tarik baja profil
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Profil WF 6314 175 11049500 Flens -1925 3445 - 6631625 Web -1974 3249 - 6413526
sum 41916 sum 3776522
ẏ = sum
sum =
= 90097 cm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
144
momen nominal positif
a =
=
= 6311 mm
d1 = h - ӯ + tpelat = 350 - 90 + 120 = 380 mm
d2 = h - ӯ ndash (112) = 350 - 90 - 55 = 2545 mm
d3 = h - ӯ - tf - (2822) = 350 - 90 ndash 11 ndash 141 = 2349 mm
ϕMn = 09 085 a b fcrsquo ( d1- ) + 09 Asf fy (d2) + 09 Asw fy (d3)
ϕMn = 09 x [ 085 x 6311 x 750 x 25 x ( 380 -
) + 11 x 175 x 240 x 2545
+ 282 x 7 x 240 x 2349 ]
ϕMn = 4308 KN m gt Mu = 122057 KN m ( OK )
b Kontrol momen negatif
- Menentukan sumbu netral penampang
Tsr = Asr fyr
= 667 ( 503 ) 400
= 13413334
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
145
Tfd = As Fu
= 595 550
= 327250
T = Tsr + Tfd
= 13413334 + 327250
= 46138334
Cmax = As fy
= 6314 240
= 1515360
Cmax gt T maka titik berat berada pada profil baja
T + Ts = Cmax ndash Ts
2Ts = Cmax ndash T
Ts = 05 (1515360 ndash 46138334)
Ts = 52698833
Jika sumbu netral jatuh di web maka
b tf fy = Ts
h 7 240 = 52698833 ndash (175 11 240)
h =
= 3869 mm
- Menghitung garis kerja gaya pusat tekan
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Profil WF 6314 17500 11049500 Flens -1925 34450 - 6631625 Web -270 31965 - 863068
sum 4119 sum 3554806
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
146
ӯ =
= 8630 mm
Momen terhadap pusat tekan
Tsr Mn1 = Tsr (d ndash ӯ + t ndash 24)
= 13413334 ( 350 ndash 8630 + 120 ndash 24 )
= 48247 KN m
Tfr Mn2 = Tfd ( d ndash ӯ + 25 )
= 327250 ( 350 - 8630 + 25)
= 94477 KN m
Ts flens Mn3 = Tf ( d ndash ӯ ndash (112) )
= 462000 ( 350 ndash 8630 ndash 55 )
= 119288 KN m
Ts web M4 = Tw ( d ndash ӯ ndash 11 ndash (38692) )
= 37464 ( 350 ndash 8630 ndash 11 ndash 1934 )
= 15167 KN m
Mn = Mn1 + Mn2 + Mn3 + Mn4
= 48247 + 94477 + 119288 + 15167
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
147
= 277179 KN m
ϕ Mn = 09 Mn
= 09 277179
= 249461 KN m gt 180798 KN m (OK)
D Dimensi Penghubung Geser (Shear Conector)
Gaya horizontal akibat aksi komposit penuh
Vh = 085 a b = 085 x 6311 x 750 x 25 = 1005816 N
Digunakan Stud connector ⅝rdquo luas satu buah stud connector adalah
Asc = d2 = 158752 =19801 mm2
Kuat geser satu buah shear connector
Qn = 05 Asc lt Rg Rp Asc fu
Qn = 05 x 19801 x radic25 23500 lt 085 x 075 x 19801 x 550
Qn = 7588676 N lt 69427
Jumlah shear connector yang di butuhkan
N = = = 1448 ~ 15 buah untuk setengah bentang
Total kebutuhan shear connector adalah 28 buah untuk semua bentang Jika
dipasang dua buah shear connector pada setiap penampang melintang maka
jarak shear connector adalah
S = = 400 mm
Smin = 6d = 6 x 15875 = 9525 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
148
Smax = 8t = 8 x 120 = 960 mm
Strans = 4d = 4 x 15875 = 635 mm
Sehingga digunakan shear connector 2 x (⅝rdquo x 65 cm) dengan jarak 25
cm
E Kontrol Geser
Menghitung gaya geser ultimate
Vu = 160294
Menghitung gaya geser nominal
ϕVn = 09 (06 fy) h tw
ϕVn = 09 x 06 x 240 x 328 x 7
ϕVn = 29756 KN gt Vu = 160294 KN (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
149
425 Dimensi Sambungan
4251 Sambungan Balok Kolom
1 Sambungan Balok Kolom IWF 350 x 175 x 7 x 11 (ϕMP = 182 KN m)
Gambar 416 Rencana sambungan balok kolom IWF 350 x 175 x 7 x 11
Data geometri sambungan
pfo = 80 pfi = pb = 60 mm
h0 = hpr + pfo = 350 + 80 = 430 mm
h1 = hpr ndash tf ndash pfi = 350 ndash 11 ndash 60 = 279 mm
h2 = hpr ndash tf ndash pfi ndash pb = 350 ndash 11 ndash 60 ndash 60 = 219 mm
g = 95 mm
de = 50 mm
bp = 175 mm
hst = 130 mm -gt Lst = = = 22516 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
150
- Momen rencana sambungan (tebal pelat rencana 24 mm)
Muc = Mp + Vu (Lst + tp)
= 182 + 1603 x ( 22516 + 24 )10-3
= 22194 KN m
- Kontrol tebal end-plate
s =
= radic175 95
= 64468 mm
Yp = lang rang 2 lang rang lang rang
2
1 lang 34rang 2
42
Yp = 279 lang rang 219 lang
rang 430 lang rang
295
279 lang60 3 604
rang 219 64468 604
952
Yp = 113067 + 983126 + 475
Yp = 216129
t =
=
= 2297 lt t (24 mm) (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
151
- Kontrol tebal pelat pengaku
Direncanakan tebal pelat pengaku = 10 mm
tst = 10 mm (hst = 130 mm Lst = 22516 mm)
cek tekuk lokal
lt 056
lt
13 lt 1616 (OK)
- Kontrol Sambungan Baut
Digunakan baut A325 M20 (Ab = 31428 mm2 )
Tegangan nominal tarik baut bergantung pada gaya geser ultimate
fnt = 620 MPa
fnv = 372 MPa
frv =
=
= 51 MPa
fnrsquo = 13 fnt -
frv lt fnt
fnrsquo = 13 x 620 -
x 51 lt 620
fnrsquo = 693 lt 620
sehingga tegangan tarik maximum yang digunakan adalah 620 MPa
momen tahanan sambungan baut adalah
ϕMnp = 2ϕPt sum
= 2ϕPt (h0 + h1 + h2)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
152
= 2 075 31428 620 ( 430 + 279 + 219 )
= 271236 KN m gt Muc = 22194 KN m (OK)
- Kontrol las
Digunakan las dengan tebal las maximum yaitu
tlas 1 = 6 mm untuk las vertical
tlas 2 = 9 mm untuk las horizontal
Menentukan tiitk berat las
Las
(i)
1 2hst tlas 1 = 1560 = 424
2 2b2 tlas 2 = 1377 = 3635
3 2b1 tlas 2 = 1404 = 3435
4 2h1 tlas 1 = 3936 = 184
5 2b1 tlas 2 = 1404 = 245
6 2b2 tlas 2 = 1377 = 45
sum A = 9681
61965
2409072sum AY =
05tlas
tf + 15tlas 34398
hpr ‐ tf + tlas 482274
05hpr + tlas 724224
hpr + 05hst + tlas 661440
hpr + 15tlas 5005395
Luas (Ai) Jarak ke sumbu x (yi) Ai x yi
(mm2) (mm) mm
3
h1 = hpr ndash 2tf
= 350 ndash 211
= 328 mm
b1 = 05 [be - tw - 2tlas)
= 05 [175 ndash 7 ndash 26]
= 78 mm
b2 = 05 [be ndash tst - 2tlas)
= 05 [175 ndash 10 ndash 26]
= 765 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
153
ӯ = sumAy
sumA =
2409072 = 248845 mm
kekuatan las
fEXX = 490 MPa (E60)
ϕRn = 075 te 06 fEXX
= 075 x 0707 x 6 x 06 x 490
= 93536 N
Kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 7 x 06 x 370
= 11655 N
Kekuatan las menentukan kekuatan sambungan las dipengaruhi oleh geser
dan lentur sehingga tegangan geser untuk lentur
frv = = = 1655 MPa
fn =
= 490 1655
= 4897 MPa
Momen lentur nominal las
ϕfu = 075 0707 06 fEXX
= 075 x 0707 x 06 x 4897
= 155804 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
154
momen plastis terhadap garis netral adalah
Mn = 22914 KN m gt Muc = 22194 KN m (OK)
Las Luas (Ai) ϕfu Gaya Las
(i) (mm2) Mpa KN
1 1560 155804 2430542 1377 155804 2145423 1404 155804 2187494 3936 155804 6132455 1404 155804 2187496 1377 155804 214542
397664907552422
229140sum Mn
01150095006502240244
Mn
KN m425722459820706
Lengan kopel
m0175
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
155
2 Sambungan Balok Kolom IWF 300 x 150 x 65 x 9 (ϕMP = 113 KN m)
Gambar 417 Rencana sambungan balok kolom IWF 300 x 150 x 65 x 9
Data geometri sambungan
pfo = 80 pfi = 60 mm
h0 = hpr + pfo = 300 + 80 = 380 mm
h1 = hpr ndash tf ndash pfi = 300 ndash 9 ndash 60 = 231 mm
g = 70 mm
de = 75 mm
bp = 150 mm
hst = 155 mm -gt Lst = = 26846mm
- Momen rencana sambungan (tebal pelat rencana 24 mm)
Muc = Mp + Vu (Lst + tp)
= 113 + 285 x ( 26846 + 14 )10-3
= 12105 KN m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
156
- Kontrol tebal end-plate
s =
= radic150 70
= 51234 mm
Yp = lang rang lang rang
2
1lang rang 0
Yp = 231 lang
rang 380 lang
rang
270
231lang51234 51234rang 380 75 80
Yp = 131069 + 235914
Yp = 366983
t =
=
= 1302 lt t (14 mm) (OK)
- Kontrol tebal pelat pengaku
Direncanakan tebal pelat pengaku = 10 mm
tst = 10 mm (hst = 155 mm Lst = 26846 mm)
cek tekuk lokal
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
157
lt 056
lt
155 lt 1616 (OK)
- Kontrol Sambungan Baut
Digunakan baut A325 M20 (Ab = 31428 mm2 )
Tegangan nominal tarik baut bergantung pada gaya geser ultimate
fnt = 620 MPa
fnv = 372 MPa
frv =
=
= 16 MPa
fnrsquo = 13 fnt -
frv lt fnt
fnrsquo = 13 x 620 -
x 16 lt 620
fnrsquo = 770 lt 620
sehingga tegangan tarik maximum yang digunakan adalah 620 MPa
momen tahanan sambungan baut adalah
ϕMnp = 2ϕPt sum
= 2ϕPt (h0 + h1)
= 2 075 31428 620 ( 380 + 231)
= 17858 KN m gt Muc = 12105 KN m (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
158
- Kontrol las
Digunakan las dengan tebal las maximum yaitu
tlas 1 = 6 mm untuk las vertical
tlas 2 = 7 mm untuk las horizontal
Menentukan tiitk berat las
ӯ = sumAy
sumA =
1999635 = 228190 mm
Las
(i)
1 2hst tlas 1 = 1860 = 3865
2 2b2 tlas 2 = 1152 = 3135
3 2b1 tlas 2 = 11835 = 2955
4 2h1 tlas 1 = 3384 = 159
5 2b1 tlas 2 = 11835 = 225
6 2b2 tlas 2 = 1152 = 45
sum A = 8763
tf + 15tlas 2662875
05tlas 5184
sum AY = 1999635
hpr ‐ tf + tlas 34972425
05hpr + tlas 538056
hpr + 05hst + tlas 718890
hpr + 15tlas 361152
Luas (Ai) Jarak ke sumbu x (yi) Ai x yi
(mm2) (mm) mm
3
h1 = hpr ndash 2tf
= 300 ndash 29
= 282 mm
b1 = 05 [be - tw - 2tlas)
= 05 [150ndash 65 ndash 26]
= 6575 mm
b2 = 05 [be ndash tst - 2tlas)
= 05 [150 ndash 10 ndash 26]
= 64 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
159
kekuatan las
fEXX = 490 MPa
ϕRn = 075 te 06 fEXX
= 075 x 0707 x 6 x 06 x 490
= 935361 N
Kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 65 x 06 x 370
= 108225 N
Kekuatan las menentukan kekuatan sambungan las dipengaruhi oleh geser
dan lentur sehingga tegangan geser untuk lentur
frv = = = 325 MPa
fn =
= 490 325
= 4899 MPa
Momen lentur nominal las
ϕfu = 075 0707 06 fEXX
= 075 x 0707 x 06 x 4899
= 155861 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
160
momen plastis terhadap garis netral adalah
Mn = 188227 KN m gt Muc = 12105 KN m (OK)
Las Luas (Ai) ϕfu Gaya Las
(i) (mm2) Mpa KN
1 1860 155861 2899012 1152 155861 1795523 11835 155861 1844614 3384 155861 5274345 11835 155861 1844616 1152 155861 179552
sum Mn 188227
0069 364930206 379420224 40164
0158 458940085 153170067 12416
Lengan kopel Mn
m KN m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
161
4251 Sambungan Balok Balok
1 Sambungan Balok Balok IWF 300 x 150 x 65 x 9 (ϕVn = 2527 KN m)
Gambar 418 Rencana sambungan balok balok IWF 300 x 150 x 65 x 9
Dicoba 5 buah baut M16 (AB = 20114 mm2) dengan tebal pelat 8 mm
fnv = 372 MPa
Kekuatan geser baut
ϕRn = 075 fn AB
= 075 x 372 x 20114
= 5611 KN
Kekuatan tumpuan baut
ϕRn = 12 lc t fu lt 24 d t fu
ϕRn = 12 x 32 x 8 x 370 lt 24 x 16 x 8 x 37
ϕRn = 113664 lt 113664
Jumlah baut perlu
nBAUT =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
162
=
= 45 ~ 5 baut
Untuk baut diameter 16 jarak ke tepi
Jarak minimum = 22 mm (tabel 227)
Jarak maximum = 12 tmin = 12x 6 = 72 mm
Diambil 34 mm
Untuk baut diameter 16 jarak antar baut
Jarak minimum = 3d = 3 x 16 = 48 mm
Jarak maximum = 14 tmin = 14 x 6 = 84 mm
Diambil 50 mm
Kontrol Pelat
ϕVn = 09 x 06 x Ag x fy
= 09 x 06 x 268 x 8 x 240
= 2778 KN gt 2527 KN
Kontrol Las
kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 65 x 06 x 370
= 1082 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
163
kekuatan las transversal
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490
= 779467 Nmm
kekuatan las longitudinal
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490 x ( 1 + 05sin15 90 )
= 116920 Nmm
Sehingga kekuatan sambungan las adalah
P =sum ϕRn min x L
= 779467 x 268 + 1082 x 1295
= 349 KN gt 2527 KN (OK)
Gambar 419 Detail sambungan balok balok IWF 300 x 150 x 65 x 9
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
164
2 Sambungan Balok Balok IWF 250 x 125 x 6 x 9 (ϕVn = 1944 KN m)
Gambar 420 Rencana sambungan balok balok IWF 250 x 125 x 6 x 9
Dicoba 4 buah baut M16 (AB = 20114 mm2) dengan tebal pelat 8 mm
fnv = 372 MPa
Kekuatan geser baut
ϕRn = 075 fn AB
= 075 x 372 x 20114
= 5611 KN
Kekuatan tumpuan baut
ϕRn = 12 lc t fu lt 24 d t fu
ϕRn = 12 x 32 x 8 x 370 lt 24 x 16 x 8 x 370
ϕRn = 113664 lt 113664
Jumlah baut perlu
nBAUT =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
165
=
= 346 ~ 4 baut
Untuk baut diameter 16 jarak ke tepi
Jarak minimum = 22 mm (tabel 227)
Jarak maximum = 12 tmin = 12x 6 = 72 mm
Diambil 34 mm
Untuk baut diameter 16 jarak antar baut
Jarak minimum = 3d = 3 x 16 = 48 mm
Jarak maximum = 14 tmin = 14 x 6 = 84 mm
Diambil 50 mm
Kontrol Pelat
ϕVn = 09 x 06 x Ag x fy
= 09 x 06 x 218 x 8 x 240
= 22602 KN gt 1944 KN
Kontrol Las
kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 6 x 06 x 370
= 999 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
166
kekuatan las transversal
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490
= 779467 Nmm
kekuatan las longitudinal
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490 x ( 1 + 05sin15 90 )
= 116920 Nmm
Sehingga kekuatan sambungan las adalah
P =sum ϕRn min x L
= 779467 x 268 + 999 x 1295
= 33826 KN gt 1944 KN (OK)
Gambar 421 Detail sambungan balok balok IWF IWF 250 x 125 x 6 x 9
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
167
3 Sambungan Balok Balok IWF 200 x 100 x 55 x 8 (ϕVn = 1422 KN m)
Gambar 422 Rencana sambungan balok balok IWF 200 x 100 x 55 x 8
Dicoba 3 buah baut M16 (AB = 20114 mm2) dengan tebal pelat pengaku 8 mm
fnv = 372 MPa
Kekuatan geser baut
ϕRn = 075 fn AB
= 075 x 372 x 20114
= 5611 KN
Kekuatan tumpuan baut
ϕRn = 12 lc t fu lt 24 d t fu
ϕRn = 12 x 32 x 8 x 370 lt 24 x 16 x 8 x 370
ϕRn = 113664 lt 113664
Jumlah baut perlu
nBAUT =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
168
=
= 253 ~ 3 baut
Untuk baut diameter 16 jarak ke tepi
Jarak minimum = 22 mm (tabel 227)
Jarak maximum = 12 tmin = 12 x 6 = 72 mm
Diambil 34 mm
Untuk baut diameter 16 jarak antar baut
Jarak minimum = 3d = 3 x 16 = 48 mm
Jarak maximum = 14 tmin = 14 x 6 = 84 mm
Diambil 50 mm
Kontrol Pelat
ϕVn = 09 x 06 x Ag x fy
= 09 x 06 x 168 x 8 x 240
= 174 KN gt 1422 KN
Kontrol Las
kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 55 x 06 x 370
= 91575 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
169
kekuatan las
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490
= 779467 Nmm
Sehingga kekuatan sambungan las adalah
P = ϕRn min x L
= 779467 x 268
= 20889 KN gt 158 KN (OK)
Gambar 423 Detail sambungan balok balok IWF 200 x 100 x 55 x 8
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
170
4 Sambungan Balok Balok L 70 x 70 x 7 (ϕVn = 635 KN m)
Gambar 424 Rencana sambungan balok balok L 70 x 70 x 7
Kontrol las dengan tebal 5 mm
kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 6 x 06 x 370
= 999 Nmm
kekuatan las
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490
= 779467 Nmm
Sehingga kekuatan sambungan las adalah
P = ϕRn min x L
= 779467 x 110
= 8574 KN gt 635KN (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
171
BAB V
KESIMPULAN DAN SARAN
51 Kesimpulan
Dari hasil perhitungan dan analisa yangtelah dilakukan maka dapat diambil
kesimpulansebagai berikut
1 Dari hasil analisa perhitungan struktur sekunder didapatkan
Pelat lantai elevasi + 580 menggunakan Bondex LYSAGHT
INDONESIA BMT = 07 mm dengan tebal plat beton 120 mm dan untuk
elevasi lain nya digunakan pelat chekered t = 45 mm dengan siku L 70 x
70 x 7 sebagai pengaku
Balok anak lantai pabrik
1 WF 250 x 125 x 6 x 9 untuk elevasi + 580 m
2 WF 200 x 100 x 55 x 8 untuk elevasi yang lain
Gording dengan profil CNP 150 x 50 x 20 x 32
Sagrod Oslash 10 mm
Ikatan angin Oslash 22 mm
Balok tangga UNP 200 x 80 x 75 x 11
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
172
2 Dari hasil analisa perhitungan struktur primer didapatkan
Kolom 350 x 350 x 12 x 19 untuk elevasi +000 sd +1640 pada portal 7
portal 6 dan portal 5
Kolom 300 x 300 x 10 x 15 untuk portal 12 portal 11 portal 10 portal 8
dan portal 7 portal 6 portal 5 dari elevasi +1640 sd +3550
Kolom 200 x 200 x 8 x 12 untuk kolom pendukung pada portal 8 dan 9
Balok 350 x 175 x 7 x 11 komposit untuk elevasi +580
Balok 350 x 175 x 7 x 11 untuk balok atap
Balok 300 x 150 x 65 x 9 komposit untuk balok induk semua elevasi
sesuai gambar kerja
3 Rekapitulasi gaya pada struktur
Tabel 51 Resume gaya luar dan stress ratio kolom
No Dimensi Profil Pu Mux Muy ϕPn ϕMnx ϕMny Stress
Ratio KN KN m KN m KN KN m KN m
1 350 x 350 x 12 x 19 -171412 -7624 -5979 308307 51924 25377 0938
2 300 x 300 x 10 x 15 -54867 -7138 -1717 238600 31937 14724 0710
3 200 x 200 x 8 x 12 -5225 -1217 -612 69605 9547 5244 0334
Tabel 52 Resume gaya luar dan stress ratio balok komposit
No Dimensi Profil M+
max M-max ϕM+ ϕM-
KN m Stress
Ratio (M+) Stress Ratio
(M+) KN m KN m KN m
1 350 x 175 x 7 x 11 122057 180798 43080 249461 0283 0724
2 300 x 150 x 65 x 9 3774 6125 25442 17133 0148 0357
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
173
52 Saran
Perencanaan struktur harus mempertimbangkan aspek teknis ekonomi dan
estetika Pemodelan yang sederhana dapat mempermudah pekerjaan analisa
struktur dan diharapkan hasil yang mendekati kondisi sesungguhnya Perlu
dilakukan analisa geoteknik untuk menentukan titik jepit sesungguhnya agar
mendapatkan hasil prilaku struktur yang sebenarnya
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
188
DAFTAR PUSTAKA
Anonim1 1983 Peraturan Pembebanan Indonesia untuk Gedung 1983
Yayasan Lembaga Penyelidikan Masalah Bangunan
Anonim2 2002 Tatacara Perencanaan Struktur Beton Untuk Bangunan Gedung
SNI 03-2478-2002 Badan Standardisasi Nasional
Anonim3 2012 Tata Cara Perencanaan Ketahanan Gempa Untuk Struktur
Bangunan Gedung Dan Non Gedung SNI-1726-2012 Badan
Standardisasi Nasional
Anonim4 2015 Spesifikasi untuk bangunan baja gedung baja struktural SNI
1729-2015 Badan Standardisasi Nasional
Asroni A 2010 Balok dan Pelat Beton Bertulang Yogyakarta Graha Ilmu
Dewobroto Wiryanto 2015 Struktur Baja Perilaku Analisis Dan
Disain ndash AISC 2010 Tangerang LUMINA Press
Fakhrur Rozi Muhammad 2014 ldquoPengaruh Panjang Daerah Pemasangan Shear
Connector Pada Balok Komposit Terhadap Kuat Lenturrdquo Jurnal Rekayasa
Teknik Sipil Vol 2 No 2 4
Oentoeng 1999 Konstruksi Baja Yogyakarta ANDI
Salmon CG dkk 1995 Struktur Baja Disain Dan Perilaku Jakarta Erlangga
Schueller Wolfgang 1989 Struktur Bangunan Bertingkat Tinggi
Bandung PT ERESCO
Schodek Daniel L 1991 Struktur Bandung PT ERESCO
Setiawan Agus 2008 Perencanaan Struktur Baja dengan Metode LRFD
Jakarta Erlangga
Smith JC Structural Steel Design LRFD Approach Canada Jhon Wlwy amp
Sons 1991
Park R 1989 Evaluation of Ductility of Structures And Structural Assemblages
From Laboratory TestingBulletin of the New Zealand National Society for
Earthquake Engineering Vol 22 No 3 Sepetember 1989New Zealand
University of Canterbury
McComarc JC Structural Steel Design New York Harper amp Row 1981
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xvi
Murray TM dan SummerEA 2003 ldquoExtended End-Plate Moment Connections
Seismic and Wind Applications 2nd Editionrdquo Steel Design Guide Series -
4 American Institute of Steel Construction Inc
Wijaya PK Panjang efektif Untuk Tekuk Torsi Lateral Pada Balok Baja
Dengan Penampang I Konferensi Nasional Teknik Sipil 7 2013
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
- Cover
- Abstrak
- KATA PENGANTAR
- DAFTAR ISI
- BAB I
- BAB II
- BAB III
- BAB IV
- BAB V
- Daftar Pustaka
-
iii
6 BapakIbu seluruh staff pengajar Departemen Teknik Sipil Fakultas Teknik
Universitas Sumatera Utara
7 Teristimewa dihati buat keluarga saya terutama kepada kedua orang tua saya
Bapak Pudjijono dan Ibu Aswita yang telah memberikan doa motivasi semangat
dan nasehat kepada saya Terima kasih atas segala pengorbanan cinta kasih sayang
dan dorsquoa yang tiada batas untuk saya Saudara-saudara tercinta Guru guru yang
saya hormati dan cintai Orang tua yang saya hormati dan adik adik yang saya
sayang Asilah maisun kurniasih yang telah banyak membantu dan mendukung
saya selama ini terima kasih atas doanya Dan keluarga besar yang selalu memberi
semangat kepada saya Fazray syah player yang selalu berbagi ilmu terima kasih
atas dukungan moril maupun materil
8 Pegawai Administrasi yang telah memberikan bantuan dalam penyelesaian
administrasi Terima kasih atas bantuannya selama awal kuliah sampai saat ini
9 Rekan-rekan mahasiswa Jurusan Teknik Sipil Angkatan 2011 Ahmad Syarief
Barly Dhika Swandana Eky Hilman wardana Philips napitupulu Yogie
Zulfuadli Michael Tambunan lsquo010 Yusriawan lsquo010 bang MHafizrsquo08 bang
Ucuprsquo08 bang Ibnursquo08 bang Siddiqrsquo08 bang bang Ozzyrsquo08 abang-abang dan
kakak senior dan adik-adik angkatan 2012 Ahmed nanda dkk adik-adik angkatan
2013 alby novran dkk adik-adik angkatan 2014 Ridho Rajib dkk dan bagi kawan-
kawan serta adek-adek yang belum tersebutkan namanya saya mohon maaf yang
sebesar-besarnya Miskin harta manusiawi miskin hati jangan apalagi miskin ilmu
maka dari itu tetaplah berkarya
Saya menyadari bahwa dalam penyusunan tugas akhir ini masih jauh dari kata
sempurna yang disebabkan keterbatasan pengetahuan dan kurangnya pemahaman saya
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
iv
Oleh karena itu saya mengharapkan saran dan kritik yang membangun dari para
pembaca demi perbaikan menjadi lebih baik
Akhir kata saya mengucapkan terima kasih dan semoga tugas akhir ini dapat
bermanfaat bagi para pembaca
Medan November 2016
Penulis
Ahmad Amanu SS
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
v
DAFTAR ISI
Halaman
ABSTRAK i
KATA PENGANTAR ii
DAFTAR ISI v
DAFTAR TABEL viii
DAFTAR GAMBAR xi
DAFTAR NOTASI xiv
BAB I PENDAHULUAN 1
11 Latar Belakang 1
12 Perumusan Masalah 2
13 Tujuan Penelitian 3
14 Mamfaat Penelitian 3
15 Pembatasan Masalah 3
16 Sistematika Penulisan 4
BAB II DASAR TEORI 6
21 Dasar Perencanaan 6
211 Jenis Pembebanan 6
2111 Beban Mati 6
2112 Beban Hidup 8
2113 Beban Angin 12
2114 Beban Gempa 13
212 Kombinasi Pembebanan 32
22 Kinerja Struktur Gedung 34
221 Kinerja Batas Layan 34
222 Kinerja Batas Kekuatan 38
2221 Perencanaan Pelat Floor Deck 38
2222 Perencanaan Pelat Chekered 41
2223 Perencanaan Batang Tekan 41
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
vi
2224 Perencanaan Batang Lentur 42
2225 Perencanaan Balok Kolom 48
2226 Perencanaan Balok Komposit 48
2227 Perencanaan Sambungan Las 59
2228 Perencanaan Sambungan Baut 63
23 Disain untuk Stabilitas 72
BAB III METODE PENELITIAN 79
31 Persiapan 79
32 Bagan Alir 79
321 Mulai 80
322 Pengumpulan Data 80
323 Studi Literatur 80
324 Tahap Disain Data 81
325 Pengolahan Data 82
326 Hasil Dan Pembahasan 82
327 Kesimpulan dan saran 82
328 Selesai 82
BAB IV HASIL DAN PEMBAHASAN 83
41 Disain Struktur Sekunder 83
411 Pelat Floor Deck 83
412 Balok Anak Pelat Floor Deck 86
413 Pelat Chekered 91
414 Siku Pengaku Pelat Chekered 93
415 Balok Anak Pelat Chekered 95
416 Gording 97
417 Sagrod 103
418 Ikatan Angin 105
419 Tangga 108
42 Disain Struktur Primer 111
421 Beban Beban Yang Bekerja 111
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
vii
4211 Beban Grafitasi 111
4212 Beban angin 112
4213 Beban Gempa 113
4214 Beban Notional 118
422 Kombinasi Beban 118
423 Kontrol Drift 119
424 Kontrol Profil 121
4241 Kolom 350 x 350 x 12 x 19 121
4242 Kolom 300 x 300 x 10 x 15 125
4243 Kolom 200 x 200 x 8 x 12 129
4244 Balok Komposit 300 x 150 x 65 x 9 133
4245 Balok Komposit 350 x 175 x 7 x 11 141
425 Dimensi Sambungan 149
4251 Sambungan Balok Kolom 149
4252 Sambungan Balok Balok 161
BAB V KESIMPULAN DAN SARAN 171
51 Kesimpulan 171
52 Saran 173
DAFTAR PUSTAKA 174
LAMPIRAN A
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
viii
DAFTAR TABEL
Tabel 21 Berat jenis bahan bangunan 6
Tabel 22 Beban Mati Tambahan (komponen gedung) 7
Tabel 23 Beban Hidup Pada Lantai Bangunan 9
Tabel 24 Beban Hidup Pada Atap 10
Tabel 25 Koefisien reduksi beban hidup 11
Tabel 26 Koefisien Beban Angin 13
Tabel 27 Kategori risiko bangunan gedung dan non gedung untuk beban
gempa 15
Tabel 28 Faktor keutamaan gempa 17
Tabel 29 Faktor R Cd dan Ω0 untuk sistem penahan gaya gempa 19
Tabel 210 Klasifikasi situs 24
Tabel 211 Koefisien situs Fa 26
Tabel 212 Koefisien situs Fv 27
Tabel 213 Kategori desain seismik berdasarkan parameter respons percepatan pada
perioda pendek 28
Tabel 214 Kategori desain seismik berdasarkan parameter respons percepatan
pada perioda 1 detik 28
Tabel 215 Nilai parameter perioda pendekatan Ct dan x 31
Tabel 216 Koefisien untuk batas perioda struktur 32
Tabel 217 Persyaratan untuk masing-masing tingkat yang menahan lebih dari
35 persen gaya geser dasar 34
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
ix
Tabel 218 Simpangan antar lantai ijin 37
Tabel 219 Tebal Minimum balok non-prategang atau pelat satu arah bila
lendutan tidak dihitung 38
Tabel 220 Rasio Tulangan Minimum Pada Pelat 40
Tabel 221 Nilai kekuatan lentur berdasarkan SNI 1729 2015 42
Tabel 222 Batas Lendutan Maksimum 46
Tabel 223 Nilai untuk Rg dan Rp untuk setiap kasus Kapasitas untuk angkur
steel headed stud 59
Tabel 224 Tebal minimum las sudut 61
Tabel 225 Pratarik baut minimum kN 64
Tabel 226 Kekuatan nominal pengencang dan bagian yang berulir ksi (MPa) 66
Tabel 227 Dimensi Lubang Nominal mm 66
Tabel 228 Jarak tepi minimum dari pusat lubang standar ke tepi dari bagian
yang disambung 67
Tabel 229 Kapasitas sambungan end-pelat menurut AISC 2003 70
Tabel 41 Beban mati struktur (rangka) 115
Tabel 42 Beban mati struktur (Atap partisi diafragma dll) 115
Tabel 43 Beban hidup struktur 116
Tabel 44 Waktu getar alami dan partisipasi massa 116
Tabel 45 Base Reaction 117
Tabel 46 Simpangan antar lantai akibat gempa X 119
Tabel 47 Simpangan antar lantai akibat gempa Y 120
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
x
Tabel 48 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 350 x 350 x 12 x 19 123
Tabel 49 Resume gaya geser Kolom 350 x 350 x 12 x 19 125
Tabel 410 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 300 x 300 x 10 x 15 127
Tabel 411 Resume gaya geser Kolom 300 x 300 x 10 x 15 129
Tabel 412 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 200 x 200 x 8 x 12 131
Tabel 413 Resume gaya geser Kolom 200 x 200 x 8 x 12 133
Tabel 414 Resume Gaya luar envelope balok komposit 300 x 150 x 65 x 9 134
Tabel 415 Resume Gaya luar envelope balok komposit 350 x 175 x 7 x 11 141
Tabel 51 Resume gaya luar dan stress ratio kolom 172
Tabel 52 Resume gaya luar dan stress ratio balok komposit 172
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xi
DAFTAR GAMBAR
Gambar 21 Jalur Cincin Api dan Gunung Berapi Sebagai Pusat Gempa 14
Gambar 22 Peta Gempa Pada SNI 1726 2012 14
Gambar 23 Respon Spektrum Gempa Rencana Wilayah Medan (SNI-03-
1726-2012) 17
Gambar 24 Penentuan simpangan antar lantai 36
Gambar 25 Diagram tegangan momen positif floor deck 39
Gambar 26 Diagram tegangan momen negatif floor deck 41
Gambar 27 Kuat Momen Lentur Nominal Akibat Tekuk Torsi Lateral 45
Gambar 28 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan
ẏ lt (ts - hfd) 50
Gambar 29 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan
ẏ gt (ts - hfd) 50
Gambar 210 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan
ẏ lt (ts + tf) 52
Gambar 211 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan
ẏ gt (ts + tf) 53
Gambar 212 Diagram tegangan balok komposit momen negatif dengan
ts gt ẏ gt (ts + tf) 55
Gambar 213 Diagram tegangan balok komposit momen negatif dengan
ẏ gt (ts + tf) 56
Gambar 214 Tebal efektif las sudut 60
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xii
Gambar 215 Panjang las longitudinal 61
Gambar 216 Momen plastis siklik pada sambungan pemikul momen 63
Gambar 217 Sambungan pemikul momen menurut AISC 2003 67
Gambar 218 Lokasi sendi plastis 68
Gambar 219 Menentukan Muc 68
Gambar 220 Geometri sambungan end-plate 68
Gambar 221 Momen kopel baut tarik terhadap sayap tekan 69
Gambar 222 Sambungan balok anak ke balok induk 72
Gambar 223 Pengaruh Orde ke-2 (AISC 2010) 74
Gambar 31 Diagram Alir Penelitian 79
Gambar 41 Tributari area elevasi +580 m 83
Gambar 42 Distribusi momen untuk pelat satu arah 84
Gambar 43 Diagram tegangan momen kopel (positif) floor deck 84
Gambar 44 Diagram tegangan momen kopel (negatif) floor deck 85
Gambar 45 Tributari area elevasi +1070 m 91
Gambar 46 Distribusi momen untuk pelat satu arah 92
Gambar 47 Rencana atap elevasi +1250 m dan +3550 m 97
Gambar 48 Kecepatan angin 98
Gambar 49 Rencana sagrod 103
Gambar 410 Tributari area ikatan angin 105
Gambar 411 Rencana tangga 108
Gambar 412 Respon spectra rencana 113
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xiii
Gambar 413 Beban notional pada etabs 2015 118
Gambar 414 Grafik simpangan antar lantai VS elevasi akibat gempa ndash X 120
Gambar 415 Grafik simpangan antar lantai VS elevasi akibat gempa ndash Y 121
Gambar 416 Rencana sambungan balok kolom IWF 350 x 175 x 7 x 11 149
Gambar 417 Rencana sambungan balok kolom IWF 300 x 150 x 65 x 9 155
Gambar 418 Rencana sambungan balok balok IWF 300 x 150 x 65 x 9 161
Gambar 419 Detail sambungan balok balok IWF 300 x 150 x 65 x 9 163
Gambar 420 Rencana sambungan balok balok IWF 250 x 125 x 6 x 9 164
Gambar 421 Detail sambungan balok balok IWF IWF 250 x 125 x 6 x 9 166
Gambar 422 Rencana sambungan balok balok IWF 200 x 100 x 55 x 8 167
Gambar 423 Detail sambungan balok balok IWF 200 x 100 x 55 x 8 169
Gambar 424 Rencana sambungan balok balok L 70 x 70 x 7 170
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xiv
DAFTAR NOTASI
A luas penampang beton (mm2)
A B luas penampang baut (mm2)
As luas tulangan tarik (mm2)
Asrsquo luas tulangan tekan (mm2)
Av luas tulangan geser dalam daerah sejarak s (mm2)
Aw luas badan profil
Cb faktor midifikasi tekuk torsi lateral untuk diagram momen tidak merata
Cd faktor amplifikasi defleksi
Cu koefisien batas prioda struktur
Cs koefisien respons seismik
Ct koefisien prioda struktur pendekatan
Cw konstanta warping
Eh gaya gempa horizontal
Ev gaya gempa vertikal
Es modulus elastisitas baja (MPa)
Ec modulus elastisitas beton (MPa)
I momen inersia (mm4)
Ie faktor keutamaan gempa
J konstanta torsi
K koefisien panjang efektif
Lp panjang plastis
Lr panjang batas untuk kondisi inelastis
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xv
Lb panjang profil tak terkekang
Mu momen maksimum pada komponen struktur (Nmm)
Mn momen tahanan nominal profilpenampang
Mux momen lentur terfaktor terhadap sumbu-x
Muy momen lentur terfaktor terhadap sumbu-y
Muc momen rencana sambungan
Mnx kuat nominal lentur penampang terhadap sumbu-x
Mny kuat nominal lentur penampang terhadap sumbu-y
N jumlah tingkat
Ni gaya notional yang bekerja pada level i
Pr gaya tekan hasil kombinasi LRFD
Pe gaya menurut euler
Pn gaya terkoreksi menurut SNI 1729 2015
Ptr Kuat tarik baut
R faktor modifikasi respons
SDS parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang perioda
pendek
S1 parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang sebesar
10 detik
Ta waktu getar struktur pendekatan
Tc waktu getar struktur analisa modal
nV kuat geser nominal (N)
Vu gaya geser hasil kombinasi LRFD
V1 gaya geser dasar nominal sebagai respons dinamik ragam yang
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xvi
pertama saja
Vt gaya geser dasar nominal yang didapat dari hasil analisis ragam
spektrum respons yang telah dilakukan
W berat seismik efektif
Y konstanta tebal end-plate
a tinggi blok tegangan (mm)
b lebar balok (mm)
c jarak serat tekan terluar ke garis netral (mm)
cv koefisien geser
d jarak dari serat tekan terluar ke titik berat tulangan tarik tinggi efektif (mm)
drsquo jarak dari serat tekan terluar ke titik berat tulangan tekan (mm)
g percepatan grafitasi
hfd tinggi floor deck
frsquoc kuat tekan beton (MPa)
ffd tegangan floor deck
fy tegangan leleh baja (MPa)
fnt tegangan tarik baut (MPa)
fnv tegangan geser baut (MPa)
h tinggi balok (mm)
kv koefisien tekuk geser pelat badan
qDL beban akibat berat sendiri (kNm)
qLL beban akibat beban hidup (kNm)
qWL beban akibat tekanan angin (kNm)
r jari jari inersia (mm4)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xvii
Δ defleksi pada elemen global
1 konstanta yang merupakan fungsi dari kelas kuat beton
δ defleksi pada elemen lokal
λ kelangsingan =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
1
BAB I
PENDAHULUAN
11 Latar Belakang
Perkembangan industri pengolahan kelapa sawit yang pesat di
Indonesia khususnya sumatera utara ahkir ahkir ini memicu pertumbuhan dan
pembangunan pabrik refinery (pemurnian) dan Fraksinasi (pemisahan) kelapa
sawit dimana pabrik refinery dan fraksinasi tersebut mendorong para
perencana bangunan untuk membuat bangunan pabrik tingkat tinggi yang
tahan gempa Dimana berdasarkan geografis Indonesia terletak di antara dua
lempeng dunia yang aktif yaitu Eurasia dan Australia Hal ini
mengkibatkan Indonesia merupakan daerah rawan gempa Akhir ndash akhir ini
gempa yang mengguncang pulau sumatera terjadi dalam skala besar tahun
2004 gempa Aceh (26 desember Skala 92) yang disertai Tsunami dan gempa
padang (30 September 2009 Skala 76) yang masih sering terjadi hingga saat
ini sehingga mengakibatkan kerusakan pada bangunan tingkat tinggi yang
cukup parah
Kondisi itu menyadarkan kita bahwa Indonesia merupakan daerah
rawan terjadinya gempa Untuk mengurangi resiko bencana yang terjadi
diperlukan konstruksi bangunan tahan gempa Hal ini pula yang menuntut
seorang perencana agar membuat perencanaan struktur bangunan tingkat tinggi
agar dapat menahan gaya yang diakibatkan oleh gempa bumi tersebut
Struktur yang kuat biasanya memiliki dimensi yang besar tetapi tidak
ekonomis jika diterapkan pada bangunan bertingkat tinggi Perhitungan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
2
dimensi biasanya didasarkan pada kolom atau balok struktur yang menanggung
beban paling besar Untuk mendapatkan dimensi penampang yang optimal
maka besar gaya-gaya yang bekerja pada struktur perlu diketahui analisa balok
maupun kolom
Dengan adanya pengaruh beban-beban yang bekerja maka kapasitas
momen akan dideformasikan merata ke seluruh elemen Apabila struktur lentur
maka pembebanan pada balok perlu diperhitungkan deformasi momennya
Tugas akhir ini merupakan studi untuk merencanakan bangunan tingkat
tinggi dengan struktur baja Dimana bangunan tingkat tinggi tersebut harus
mampu bertahan terhadap gaya gempa dan gaya grafitasi yang terjadi
12 Perumusan Masalah
Dari latar belakang dapat dirumuskan suatu permasalahan sebagai berikut
1 Bagaimana merencanakan dimensi gording terhadap momen akibat gaya
grafitasi dan angin
2 Bagaimana merencanakan tebal floor deck terhadap momen akibat gaya
grafitasi
3 Bagaimana merencanakan dimensi balok anak terhadap momen akibat
gaya grafitasi
4 Bagaimana merencanakan tangga terhadap momen akibat gaya grafitasi
5 Bagaimana merencanakan lantai dengan checkered mild steel
6 Bagaimana merencanakan dimensi kolom dan dimensi balok pada sistem
rangka pemikul momen akibat gaya gravitasi dan gaya gempa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
3
7 Bagaimana pemodelan dan menganalisa struktur dengan menggunakan
program bantu ETABS 2015
13 Tujuan Penelitian
Adapun maksud dan tujuan penulisan tugas akhir ini adalah
1 Merencanakan dimensi gording terhadap momen akibat gaya grafitasi dan
angin
2 Merencanakan tebal floor deck terhadap momen akibat gaya grafitasi
3 Merencanakan dimensi balok anak terhadap momen akibat gaya grafitasi
4 Merencanakan tangga terhadap momen akibat gaya grafitasi
5 Merencanakan lantai dengan checkered mild steel
6 Merencanakan dimensi kolom dan dimensi balok pada sistem rangka
pemikul momen akibat gaya gravitasi dan gaya gempa
7 Memodelan dan menganalisa struktur dengan menggunakan program bantu
ETABS 2015
14 Mamfaat Penelitian
Tugas akhir ini diharapkan dapat menambah ilmu dan pengetahuan tentang
perencanaan struktur baja pada bangunan yang berfungsi sebagai pabrik dengan
SNI-03-1729-2015 dan SNI-03-1726-2012
15 Pembatasan masalah
Dalam penelitian ini permasalahan dibatasi ruang lingkupnya agar tidak
terlalu luas Pembatasan masalah meliputi
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
4
a Gaya yang bekerja pada struktur utama adalah gaya gravitasi dan gempa
b Tekanan angin pada atap dihitung antara kecepatan angin maximum atau
tekanan minimum
c Jumlah Lantai 8 tingkat
d Fungsi bangunan adalah sebagai pabrik
e Mesin mempunyai struktur dan pondasi sendiri
f Gedung terletak di medan dan digunakan respons spectrum kota medan
pada SNI-03-1726-2012 pada jenis tanah keras
g Tidak meninjau struktur bawah
h Mengunakan pedoman perencanaan pembebanan untuk rumah dan gedung
(SKBI-1353-1987) sebagai acuan beban gravitasi dan beban angin
16 Sistematika Penulisan
BAB I Pendahuluan
Bab ini mencakup latar belakang penelitian tujuan penelitian
pembatasan masalah mekanisme percobaan metodologi penelitian
manfaat penelitian dan sistematika penulisan
BAB II Dasar teori
Pada bab ini berisikan tentang dasar-dasar teori yang berkaitan tentang
penelitian
BAB III Metode perencanaan
Pada bab ini berisikan tentang data spesifikasi dan perencanaan mutu
baja yang digunakan mutu beton yang di gunakan spefisikasi teknis
yang di gunakan dan metode perencanaan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
5
BAB IV Hasil dan Pembahasan
Pada bab ini membahas tentang hasil dari perencanaan struktur
sekunde perencanaan sistem rangka utama shear conector sambungan
dan gambar teknik
BAB V Kesimpulan dan Saran
Pada bab ini berisikan kesimpulan dari hasil penelitian yang diperoleh
dan saran-saran mengenai penelitian yang dilakukan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
6
BAB II
DASAR TEORI
21 Dasar Perencanaan
211 Jenis Pembebanan
Perencanakan struktur pada suatu bangunan bertingkat berdasarkan pada
gaya gaya yang akan bekerja pada bangunan tersebut struktur yang didisain harus
mampu mendukung berat bangunan beban hidup akibat fungsi bangunan tekanan
angin maupun beban khusus berupa gempa dll Beban-beban yang bekerja pada
struktur dihitung menurut Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983
2111 Beban Mati (qDL)
Beban mati adalah berat dari semua bagian dari suatu gedung yang bersifat tetap
termasuk segala unsur tambahan penyelesaianndashpenyelesaian mesin mesin serta
peralatan tetap yang merupakan bagian tak terpisahkan dari gedung ituUntuk
merencanakan gedung ini beban mati yang terdiri dari berat sendiri bahan
bangunan dan komponen gedung adalah
Tabel 21 Berat jenis bahan bangunan
No Material Berat Keterangan 1 Baja 7850 kgm3
2 Batu alam 2600 kgm3
3 Batu belah batu bulatbatu gunung 1500 kgm3 berat tumpuk 4 Batu karang 700 kgm3 berat tumpuk
5 Batu pecah 1450 kgm3
6 Besi tuang 7250 kgm3
7 Beton 2200 kgm3
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
7
Tabel 21 Berat jenis bahan bangunan (lanjutan)
No Material Berat Keterangan 8 Beton bertulang 2400 kgm3
9 Kayu 1000 kgm3 kelas I
10 Kerikil koral 1650 kgm3 kering udara sampai
11 Pasangan bata merah 1700 kgm3
12 Pasangan batu belah batu bulat 2200 kgm3
13 Pasangan batu cetak 2200 kgm3
14 Pasangan batu karang 1450 kgm3
15 Pasir 1600 kgm3 kering udara sampai
16 Pasir 1800 kgm3 jenuh air
17 Pasir kerikil koral 1850 kgm3 kering udara sampai
18 Tanah lempung dan lanau 1700 kgm3 kering udara sampai
19 Tanah lempung dan lanau 2000 kgm3 basah
20 Timah hitam timbel) 11400 kgm3
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
Tabel 22 Beban Mati Tambahan (komponen gedung)
No Material Berat Keterangan
1 Adukan per cm tebal
21
kgm2
- dari semen
- dari kapur semen merahtras 17 kgm2
2 Aspal per cm tebal 14 kgm2
3 Dinding pasangan bata merah
450
kgm2
- satu batu
- setengah batu 250 kgm2
4
Dinding pasangan batako - berlubang tebal dinding 20 cm (HB 20) tebal dinding 10 cm (HB 10)
200120
kgm2
kgm2
- tanpa lubang tebal dinding 15 cm tebal dinding 10 cm
300
200
kgm2
kgm2
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
8
Tabel 22 Beban mati tambahan (komponen gedung) (lanjutan)
No Material Berat Keterangan
5
Langit-langit amp dinding terdiri
- semen asbes (eternit) tebal
maks 4 mm
- kaca tebal 3-5 mm
11
10
kgm2
kgm2
termasuk rusuk-rusuk
tanpa pengantung atau
pengaku
6 Lantai kayu sederhana dengan 40 kgm2 tanpa langit-langit bentang
7 Penggantung langit-langit (kayu) 7 kgm2 bentang maks 5 m jarak
8 Penutup atap genteng 50 kgm2 dengan reng dan usuk kaso
9 Penutup atap sirap 40 kgm2 dengan reng dan usuk kaso
10 Penutup atap seng gelombang 10 kgm2 tanpa usuk
11 Penutup lantai ubin cm tebal 24 kgm2 ubin semen portland teraso
12 Semen asbes gelombang (5 mm) 11 kgm2
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
2112 Beban Hidup (qLL)
Beban hidup adalah semua beban yang terjadi akibat penghuni atau pengguna suatu
gedung termasuk beban ndash beban pada lantai yang berasal dari barang ndash barang yang
dapat berpindah mesin ndash mesin serta peralatan yang merupakan bagian yang tidak
terpisahkan dari gedung dan dapat diganti selama masa hidup dari gedung itu
sehingga mengakibatkan perubahan pembebanan lantai dan atap tersebut
Khususnya pada atap beban hidup dapat termasuk beban yang berasal dari air hujan
(PPIUG 1983)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
9
Beban hidup merupakan baban-beban gravitasi yang bekerja pada saat struktur
telah berfungsi namun bervariasi dalam besar dan lokasinya Contohnya adalah
beban orang furnitur perkakas yang dapat bergerak kendaraan dan barang-barang
yang dapat disimpan Secara praktis beban hidup bersifat tidak permanen
sedangkan yang lainnya sering berpindah-pindah tempatnya Karena tidak
diketahui besar lokasi dan kepadatannya besar dan posisi sebenarnya dari beban-
beban semacam itu sulit sekali ditentukan (Salmon dan Johnson 1992)
Beban hidup untuk bangunan terdiri dari beban hidup lantai dan beban hidup atap
yang bervariasi bergantung pada fungsi bangunan tersebut
Tabel 23 Beban Hidup Pada Lantai Bangunan
No Fungsi Beban Hidup
a Lantai dan tangga rumah tinggal kecuali disebut no b 200 kgm2
b Lantai amp tangga rumah tinggal sederhana dan gudang gudang tidak penting yang bukan untuk toko pabrik atau bengkel
125 kgm2
c Lantai sekolah ruang kuliah Kantor Toko toserba Restoran Hotel asrama Rumah Sakit
250 kgm2
d Lantai ruang olahraga 400 kgm2
e Lantai ruang dansa 500 kgm2
f Lantai dan balkon dalam dari ruang pertemuan yang lain dari pada yang disebut dalam a sd e seperti masjid gereja ruang pagelaranrapat bioskop dengan tempat duduk tetap
400 kgm2
g Lantai panggung dengan tempat duduk tidak tetap atau untuk penonton yang berdiri
500 kgm2
h Lantai Tangga bordes tangga dan gang dari yang disebut dalam c
300 kgm2
i Lantai Tangga bordes tangga dan gang dari yang disebut dalam d e f dan g
500 kgm2
j Lantai ruang pelengkap dari yang disebut dalam c d e f dan g
250 kgm2
k
Lantai Pabrik bengkel gudang Perpustakaan ruang arsiptoko buku toko besi ruang alat alat dan ruang mesin harus direncanakan terhadap beban hidup ditentukan tersendiri dengan minimum
400 kgm2
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
10
Tabel 23 Beban Hidup Pada Lantai Bangunan (lanjutan)
No Fungsi Beban Hidup
l Lantai gedung parkir bertingkat - Lantai bawah - Lantai tingkat lainnya
800 kgm2
400 kgm2
m Lantai balkon-balkon yang menjorok bebas keluar harus direncanakan terhadap beban hidupdari lantai ruang berbatasan dengan minimum
300 kgm2
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
Tabel 24 Beban Hidup Pada Atap
No Fungsi Beban Hidup
a Atap bagiannya dapat dicapai orang termasuk kanopi dan atap dak
100 kgm2
b Atap bagiannya tidak dapat dicapai orang (diambil min) - beban hujan - beban terpusat
20 kgm2 100 kg
c Balokgording tepi kantilever 200 kgm2
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
Berhubung peluang untuk terjadi beban hidup penuh yang membebani semua
bagian dan semua unsur struktur pemikul secara serempak selama unsur gedung
tersebut adalah sangat kecil maka pada perencanaan balok induk dan portal dari
system pemikul beban dari suatu struktur gedung beban hidupnya dikalikan
dengan suatu koefisien reduksi yang nilainya tergantung pada penggunaan
gedung yang ditinjau dan yang dicantumkan pada tabel 25
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
11
Tabel 25 Koefisien reduksi beban hidup
Penggunaan gedung
Koefisien Reduksi Beban HidupPerencanaan balok
induk dan portal Peninjauan
gempa
PERUMAHANPENGHUNIAN
Rumah tinggal asrama hotel rumah sakit
075 030
PENDIDIKAN Sekolah Ruang kuliah
090
050
PERTEMUAN UMUM Mesjid gereja bioskop restoran ruang dansa ruang pagelaran
090 050
KANTOR Kantor Bank 060 030
PERDAGANGAN
Toko toserba pasar 080 080
PENYIMPANAN
Gudang perpustakaan ruang arsip 080 080
INDUSTRI Pabrik bengkel 100 090
TEMPAT KENDARAAN
Garasi gedung parkir 090 050
GANG amp TANGGA - Perumahanpenghunian - Pendidikan kantor - Pertemuan umum perdagangan - Penyimpanan industri tempat
kendaraan
075 075 090
030 050 050
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
12
2113 Beban Angin (qWL)
Besarnya beban angin yang bekerja pada struktur bangunan tergantung dari
kecepatan angin rapat massa udara letak geografis bentuk dan ketinggian
bangunan serta kekakuan struktur Bangunan yang berada pada lintasan angin
akan menyebabkan angin berbelok atau dapat berhenti Sebagai akibatnya energi
kinetik dari angin akan berubah menjadi energi potensial yang berupa tekanan atau
hisapan pada bangunan Beban Angin adalah semua beban yang bekerja pada
gedung atau bagian gedung
Beban Angin ditentukan dengan menganggap adanya tekanan positif dan tekanan
negatif (hisapan) yang bekerja tegak lurus pada bidang yang ditinjau Besarnya
tekanan positif dan negatif yang dinyatakan dalam kgm2 ini ditentukan dengan
mengalikan tekanan tiup dengan koefisien ndash koefisien angin Tekan tiup harus
diambil minimum 25 kgm2 kecuali untuk daerah di laut dan di tepi laut sampai
sejauh 5 km dari tepi pantai Pada daerah tersebut tekanan hisap diambil minimum
40 kg m2 (dimana V adalah kecepatan angin dalam mdet yang harus ditentukan
oleh instansi yang berwenang Sedangkan koefisien angin ( + berarti tekanan dan ndash
berarti isapan ) beban tekanan angin disederhanakan dalam bentuk koefisen angin
yang di rangkum dalam tabel 26
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
13
Tabel 26 Koefisien Beban Angin
No Jenis Gedung Struktur Posisi Tinjauan Koefisien 1 Gedung tertutup
a Dinding vertikal b Atap segitiga
c Atap segitiga majemuk
- di pihak angin - di belakang angin - sejajar arah angin
- di pihak angin (α lt 65o)
- di pihak angin (65o lt α lt90o) - di belakang angin (semua sudut)
- bidang atap di pihak angin (α lt 65o ) - bidang atap di pihak angin
(65oltαlt90o) - bidang atap di belakang angin (semua sudut)
- bidang atap vertikal di belakang angin (semua sudut)
+ 09 - 04 - 04
( 002α - 04)
+ 09 - 04
( 002α - 04)
+ 09
- 04
+ 04
2 Gedung terbuka sebelah Sama dengan No1 dengan tambahan
- bid dinding dalam di pihak angin
- bid dinding dalam di belakang angin
+ 06
- 03
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
2114Beban Gempa
Perhitungan beban gempa dilakukan dengan standart Tata Cara Perencanaan
ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 1726 2012 Pada
peraturan tersebut menggunakan percepatan permukaan tanah (PGA) sebagai acuan
dasar standart Percepatan permukaan tanah adalah percepatan tanah yang sampai
ke lokasi bangunan tersebut akibat adanya gempa dari pusat gempa Variasi
percepatan permukaan tanah bervariasi tergantung jarak dari pusat gempa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
14
Sumber httpekspedisikompascomcincinapiindexphpinfografis39
Gambar 21 Jalur Cincin Api dan Gunung Berapi Sebagai Pusat Gempa
Gambar 22 Peta Gempa Pada SNI 1726 2012
Beban Gempa rencana pada SNI 1726 2012 ditetapkan sebagai gempa dengan
kemungkinan terlewati besaran nya selama umur struktur bangunan 50 tahun
sebesar 2 Untuk berbagai kategori risiko struktur bangunan gedung dan non
gedung sesuai Tabel 1 pengaruh gempa rencana terhadapnya harus dikalikan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
15
dengan suatu faktor keutamaan Ie menurut Tabel 2 Khusus untuk struktur
bangunan dengan kategori risiko IV bila dibutuhkan pintu masuk untuk
operasional dari struktur bangunan yang bersebelahan maka struktur bangunan
yang bersebelahan tersebut harus didesain sesuai dengan kategori risiko IV
Tabel 27 Kategori risiko bangunan gedung dan non gedung untuk beban
gempa
Jenis pemanfaatan Kategori risiko
Gedung dan non gedung yang memiliki risiko rendah terhadap jiwa manusia pada saat terjadi kegagalan termasuk tapi tidak dibatasi untuk antara lain
- Fasilitas pertanian perkebunan perternakan dan perikanan - Fasilitas sementara - Gudang penyimpanan - Rumah jaga dan struktur kecil lainnya
I
Semua gedung dan struktur lain kecuali yang termasuk dalam kategori risiko IIIIIV termasuk tapi tidak dibatasi untuk
- Perumahan - Rumah toko dan rumah kantor - Pasar - Gedung perkantoran - Gedung apartemen rumah susun - Pusat perbelanjaan mall - Bangunan industri - Fasilitas manufaktur - Pabrik
II
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
16
Tabel 27 Kategori risiko bangunan gedung dan non gedung untuk beban
gempa (lanjutan)
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
Jenis pemanfaatan Kategori risiko
Gedung dan non gedung yang memiliki risiko tinggi terhadap jiwa manusia pada saat terjadi kegagalan termasuk tapi tidak dibatasi untuk
- Bioskop - Gedung pertemuan - Stadion - Fasilitas kesehatan yang tidak memiliki unit bedah dan unit gawat darurat - Fasilitas penitipan anak - Penjara - Bangunan untuk orang jompo
Gedung dan non gedung tidak termasuk kedalam kategori risiko IV yang memiliki potensi untuk menyebabkan dampak ekonomi yang besar danatau gangguan massal terhadap kehidupan masyarakat sehari-hari bila terjadi kegagalan termasuk tapi tidak dibatasi untuk
- Pusat pembangkit listrik biasa - Fasilitas penanganan air - Fasilitas penanganan limbah - Pusat telekomunikasi
Gedung dan non gedung yang tidak termasuk dalam kategori risiko IV (termasuk tetapi tidak dibatasi untuk fasilitas manufaktur proses penanganan penyimpanan penggunaan atau tempat pembuangan bahan bakar berbahaya bahan kimia berbahaya limbah berbahaya atau bahan yang mudah meledak) yang mengandung bahan beracun atau peledak di mana jumlah kandungan bahannya melebihi nilai batas yang disyaratkan oleh instansi yang berwenang dan cukup menimbulkan bahaya bagi masyarakat jika terjadi kebocoran
III
Gedung dan non gedung yang ditunjukkan sebagai fasilitas yang penting termasuk tetapi tidak dibatasi untuk
- Bangunan-bangunan monumental - Gedung sekolah dan fasilitas pendidikan - Rumah sakit dan fasilitas kesehatan lainnya yang memiliki fasilitas bedah
dan unit gawat darurat - Fasilitas pemadam kebakaran ambulans dan kantor polisi serta garasi
kendaraan darurat - Tempat perlindungan terhadap gempa bumi angin badai dan tempat
perlindungan darurat lainnya - Fasilitas kesiapan darurat komunikasi pusat operasi dan fasilitas lainnya
untuk tanggap darurat - Pusat pembangkit energi dan fasilitas publik lainnya yang dibutuhkan pada
saat keadaan darurat - Struktur tambahan (termasuk menara telekomunikasi tangki penyimpanan
bahan bakar menara pendingin struktur stasiun listrik tangki air pemadam kebakaran atau struktur rumah atau struktur pendukung air atau material atau peralatan pemadam kebakaran ) yang disyaratkan untuk beroperasi pada saat keadaan darurat
Gedung dan non gedung yang dibutuhkan untuk mempertahankan fungsi struktur bangunan lain yang masuk ke dalam kategori risiko IV
IV
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
17
Tabel 28 Faktor keutamaan gempa
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
lokasi proyek berada pada daerah wilayah medan (045g = 441 ms2) sehingga
di digunakan spectrum rencana sebagai berikut
Sumber httppuskimpugoidAplikasidesain_spektra_indonesia_2011
Gambar 23 Respon Spektrum Gempa Rencana Wilayah Medan
(SNI-03-1726-2012)
Kategori risiko Faktor keutamaan gempa Ie
I atau II 10III 125IV 150
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
18
Sistem penahan gaya gempa lateral dan vertikal dasar harus memenuhi salah
satu tipe yang ditunjukkan dalam Tabel 9 atau kombinasi sistem seperti dalam
722 723 dan 724 Pembagian setiap tipe berdasarkan pada elemen vertikal
yang digunakan untuk menahan gaya gempa lateral Sistem struktur yang
digunakan harus sesuai dengan batasan system struktur dan batasan ketinggian
struktur yang ditunjukkan dalam Tabel 9 Koefisien modifikasi respons yang
sesuai R faktor kuat lebih sistem 0 Ω dan koefisien amplifikasi defleksi d C
sebagaimana ditunjukkan dalam Tabel9 harus digunakan dalam penentuan
geser dasar gaya desain elemen dan simpangan antarlantai tingkatdesain
Setiap sistem penahan gaya gempa yang dipilih harus dirancang dan didetailkan
sesuai dengan persyaratan khusus bagi sistem tersebut yang ditetapkan dalam
dokumen acuan yang berlaku seperti terdaftar dalam Tabel 9 dan persyaratan
tambahan yang ditetapkan dalam 714 Sistem penahan gaya gempa yang tidak
termuat dalam Tabel 9 diijinkan apabila data analitis dan data uji diserahkan
kepada pihak yang berwenang memberikan persetujuan yang membentuk
karakteristik dinamis dan menunjukkan tahanan gaya lateral dan kapasitas
disipasi energi agar ekivalen dengan sistem struktur yang terdaftar dalam Tabel
9 untuk nilainilai ekivalen dari koefisien modifikasi respons R koefisien kuat-
lebih sistem Ω0 dan factor amplifikasi defleksi Cd (SNI 17262012)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
19
Tabel 29 Faktor R Cd dan Ω0 untuk sistem penahan gaya gempa
Sistem penahan-gaya seismik
Koefisien modifika
si respons
Ra
Faktor kuat- lebih sistem
Ω0g
Faktor
pembesaran defleksi
Cdb
Batasan sistem struktur dan batasan
tinggi struktur h (m) c
Kategori desain seismik
B C D
d E d
F e
A Sistem dinding penumpu 711 712 713 714 715 716 717 718
1 Dinding geser beton bertulang khusus 5 2frac12 5 TB TB 48 48 30
2 Dinding geser beton bertulang biasa 4 2frac12 4 TB TB TI TI TI
3 Dinding geser beton polos didetail 2 2frac12 2 TB TI TI TI TI
4 Dinding geser beton polos biasa 1frac12 2frac12 1frac12 TB TI TI TI TI
5 Dinding geser pracetak menengah 4 2frac12 4 TB TB 12k 12k 12k
6 Dinding geser pracetak biasa 3 2frac12 3 TB TI TI TI TI
7 Dinding geser batu bata bertulang khusus 5 2frac12 3frac12 TB TB 48 48 30
8 Dinding geser batu bata bertulang h
3frac12 2frac12 2frac14 TB TB TI TI TI
9 Dinding geser batu bata bertulang biasa 2 2frac12 1frac34 TB 48 TI TI TI
10Dinding geser batu bata polos didetail 2 2frac12 1frac34 TB TI TI TI TI
11Dinding geser batu bata polos biasa 1frac12 2frac12 1frac14 TB TI TI TI TI
12Dinding geser batu bata prategang 1frac12 2frac12 1frac34 TB TI TI TI TI
13Dinding geser batu bata ringan (AAC) bertulang biasa
2 2frac12 2 TB 10 TI TI TI
14Dinding geser batu bata ringan (AAC) polos biasa
1frac12 2frac12 1frac12 TB TI TI TI TI
15Dinding rangka ringan (kayu) dilapisidengan panel struktur kayu yang ditujukanuntuk tahanan geser atau dengan lembaran baja
6frac12 3 4 TB TB 20 20 20
16Dinding rangka ringan (baja canai dingin)yang dilapisi dengan panel struktur kayuyang ditujukan untuk tahanan geser ataudengan lembaran baja
6frac12 3 4 TB TB 20 20 20
17 Dinding rangka ringan dengan panel geser dari semua material lainnya
2 2frac12 2 TB TB 10 TI TI
18Sistem dinding rangka ringan (baja canai dingin) menggunakan bresing strip datar
4 2 3frac12 TB TB 20 20 20
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
20
Tabel 29 Faktor R Cd dan Ω0 untuk sistem penahan gaya gempa (lanjutan)
Sistem penahan-gaya seismik
Koefisien modifikasi respons
Ra
Faktor kuat- lebih sistem
Ω0g
Faktor
pembesarandefleksi
Cdb
Batasan sistem struktur dan batasan
tinggi struktur h (m) c
Kategori desain seismik
B C D d E
d F
e
B Sistem rangka bangunan
1 Rangka baja dengan bresing eksentris 8 2 4 TB TB 48 48 30
2 Rangka baja dengan bresing konsentris 6 2 5 TB TB 48 48 30 3 Rangka baja dengan bresing konsentris biasa 3frac14 2 3frac14 TB TB 10j 10j TIj
4 Dinding geser beton bertulang khusus 6 2frac12 5 TB TB 48 48 30
5 Dinding geser beton bertulang biasa 5 2frac12 4 TB TB TI TI TI 6 Dinding geser beton polos detail 2 2frac12 2 TB TI TI TI TI
7 Dinding geser beton polos biasa 1frac12 2frac12 1 TB T TI TI TI
8 Dinding geser pracetak menengah 5 2frac12 4 TB TB 12k 12k 12k
9 Dinding geser pracetak biasa 4 2frac12 4 TB TI TI TI TI 10Rangka baja dan beton komposit
dengan bresing eksentris 8 2 4 TB TB 48 48 30
11Rangka baja dan beton komposit dengan bresing konsentris khusus
5 2 4frac12
TB TB 48 48 30
12Rangka baja dan beton komposit dengan bresing biasa
3 2 3 TB TB TI TI TI
13Dinding geser pelat baja dan beton komposit 6frac12 2frac12 5 TB TB 48 48 30
14Dinding geser baja dan beton komposit 6 2frac12 5 TB TB 48 48 30
15Dinding geser baja dan beton komposit biasa 5 2frac12 4 TB TB TI TI TI
16Dinding geser batu bata bertulang khusus 5frac12 2frac12 4 TB TB 48 48 30
17Dinding geser batu bata bertulang menengah 4 2frac12 4 TB TB TI TI TI
18Dinding geser batu bata bertulang biasa 2 2frac12 2 TB 48 TI TI TI
19Dinding geser batu bata polos didetail 2 2frac12 2 TB TI TI TI TI
20Dinding geser batu bata polos biasa 1frac12 2frac12 1 TB T TI TI TI
21Dinding geser batu bata prategang 1frac12 2frac12 1 TB T TI TI TI
22Dinding rangka ringan (kayu) yang dilapisi dengan panel struktur kayu yangdimaksudkan untuk tahanan geser
7 2frac12 4frac12 TB TB 22 22 22
23Dinding rangka ringan (baja canai dingin)yang dilapisi dengan panel struktur kayuyang dimaksudkan untuk tahanan geser atau dengan lembaran baja
7 2frac12 4frac12 TB TB 22 22 22
24Dinding rangka ringan dengan panel geser dari semua material lainnya
2frac12 2frac12 2frac12 TB TB 10 TB TB
25Rangka baja dengan bresing terkekang terhadap tekuk
8 2frac12 5 TB TB 48 48 30
26Dinding geser pelat baja khusus 7 2 6 TB TB 4 48 30
C Sistem rangka pemikul momen
1 Rangka baja pemikul momen khusus 8 3 5frac12 TB TB T TB TB
2 Rangka batang baja pemikul momen khusus 7 3 5frac12 TB TB 48 30 TI
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
21
Tabel 29 Faktor R Cd dan Ω0 untuk sistem penahan gaya gempa (lanjutan)
Sistem penahan-gaya seismik
Koefisien
modifikasi respons
Ra
Faktor kuat- lebih sistem
Ω0g
Faktor
pembesaran defleksi
Cdb
Batasan sistem struktur dan batasan
tinggi struktur h (m) c
Kategori desain seismik
B C Dd E
d F
e
3 Rangka baja pemikul momen menengah 4frac12 3 4 TB 1TB 10hi TIh TIi
4 Rangka baja pemikul momen biasa 3frac12 3 3 TB TB TIh TIh TIi
5 Rangka beton bertulang pemikul momen khusus
8 3 5frac12 TB TB TB TB TB
6 Rangka beton bertulang pemikul momen menengah
5 3 4frac12 TB TB TI TI TI
7 Rangka beton bertulang pemikul momen 3 3 2frac12 TB TI TI TI TI
8 Rangka baja dan beton komposit pemikul momen khusus
8 3 5frac12 TB TB TB TB TB
9 Rangka baja dan beton komposit pemikul momen menengah
5 3 4frac12 TB TB TI TI TI
10Rangka baja dan beton komposit terkekang parsial pemikul momen
6 3 5frac12 48 48 30 TI TI
11Rangka baja dan beton komposit pemikul momen biasa
3 3 2frac12 TB TI TI TI TI
12 Rangka baja canai dingin pemikul momen khusus dengan pembautan
3frac12 3o 3frac12 10 10 10 10 10
D Sistem ganda dengan rangka pemikul momen khusus yang mampu menahan paling sedikit 25 persen gaya gempayang ditetapkan
1 Rangka baja dengan bresing eksentris 8 2frac12 4 TB TB TB TB TB
2 Rangka baja dengan bresing konsentris khusus
7 2frac12 5frac12 TB TB TB TB TB
3 Dinding geser beton bertulang khusus 7 2frac12 5frac12 TB TB TB TB TB
4 Dinding geser beton bertulang biasa 6 2frac12 5 TB TB TI TI TI
5 Rangka baja dan beton komposit dengan bresing eksentris
8 2frac12 4 TB TB TB TB TB
6 Rangka baja dan beton komposit dengan bresing konsentris khusus
6 2frac12 5 TB TB TB TB TB
7 Dinding geser pelat baja dan beton 7frac12 2frac12 6 TB TB TB TB TB
8 Dinding geser baja dan beton komposit 7 2frac12 6 TB TB TB TB TB
9 Dinding geser baja dan beton komposit 6 2frac12 5 TB TB TI TI TI 10Dinding geser batu bata bertulang khusus 5frac12 3 5 TB TB TB TB TB
11Dinding geser batu bata bertulang 4 3 3frac12 TB TB TI TI TI
12Rangka baja dengan bresing terkekang terhadap tekuk
8 2frac12 5 TB TB TB TB TB
13Dinding geser pelat baja khusus 8 2frac12 6frac12 TB TB TB TB TB
E Sistem ganda dengan rangka pemikul momen menengah mampu menahan paling sedikit 25 persen gayagempayang ditetapkan
1 Rangka baja dengan bresing
konsentris khususf
6 2frac12 5 TB TB 10 TI TIhk
2 Dinding geser beton bertulang khusus 6frac12 2frac12 5 TB TB 48 30 30
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
22
Tabel 29 Faktor R Cd dan Ω0 untuk sistem penahan gaya gempa (lanjutan)
Sistem penahan-gaya seismik
Koefisien
modifikasi respons
Ra
Faktor kuat- lebih sistem
Ω0g 0
Faktor
pembesaran defleksi
Cdb
Batasan sistem struktur dan batasan
tinggi struktur h (m) c
Kategori desain seismik
B C Dd E d F e
3 Dinding geser batu bata bertulang biasa 3 3 2frac12 TB 48 TI T TI 4 Dinding geser batu bata bertulang 3frac12 3 3 TB TB TI TI TI
5 Rangka baja dan beton komposit dengan bresing konsentris khusus
5frac12 2frac12 4frac12 TB TB 48 30 TI
6 Rangka baja dan beton komposit dengan bresing biasa
3frac12 2frac12 3 TB TB TI TI TI
7 Dinding geser baja dan betonkomposit 5 3 4frac12 TB TB TI TI TI
8 Dinding geser beton bertulang biasa 5frac12 2frac12 4frac12 TB TB TI TI TI
F Sistem interaktif dinding geser-rangka dengan rangka pemikul momen beton bertulang biasa dan dinding geser beton bertulang biasa
4frac12 2frac12 4 TB TI TI TI TI
G Sistem kolom kantilever didetail untuk memenuhi persyaratan
1 Sistem kolom baja dengan kantilever khusus
2frac12 1frac14 2frac12 10 10 10 10 10
2 Sistem kolom baja dengan kantilever biasa 1frac14 1frac14 1frac14 10 10 TI TIhi TIh
i3 Rangka beton bertulang pemikul momen
khusus 2frac12 1frac14 2frac12 10 10 10 10 10
4 Rangka beton bertulang pemikul momen menengah
1frac12 1frac14 1frac12 10 10 TI TI TI
5 Rangka beton bertulang pemikul momen biasa
1 1frac14 1 10 TI TI TI TI
6 Rangka kayu 1frac12 1frac12 1frac12 10 10 10 TI TI
H Sistem baja tidak didetail secara khusus untuk ketahanan seismik tidak termasuk sistem kolom kantilever
3 3 3 TB TB TI TI TI
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
Bekerjanya beban untuk bangunan bertingkat berlaku sistem gravitasi yaitu
elemen struktur yang berada di atas akan membebani elemen struktur di
bawahnya atau dengan kata lain elemen struktur yang mempunyai kekuatan
lebih besar akan menahan atau memikul elemen struktur yang mempunyai
kekuatan lebih kecil
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
23
Dengan demikian sistem bekerjanya beban untuk elemen ndash elemen struktur
gedung bertingkat secara umum dapat dinyatakan sebagai berikut beban pelat
lantai didistribusikan terhadap balok anak dan balok portal beban balok portal
didistribusikan ke kolom dan beban kolom kemudian diteruskan ke tanah dasar
melalui pondasi
Dalam perumusan kriteria desain seismik suatu bangunan di permukaan tanah
atau penentuan amplifikasi besaran percepatan gempa puncak dari batuan dasar
ke permukaan tanah untuk suatu situs maka situs tersebut harus diklasifikasikan
terlebih dahulu Profil tanah di situs harus diklasifikasikan sesuai dengan Tabel
210 berdasarkan profil tanah lapisan 30 m paling atas Penetapan kelas situs
harus melalui penyelidikan tanah di lapangan dan dilaboratorium yang
dilakukan oleh otoritas yang berwewenang atau ahli desain geoteknik
bersertifikat dengan minimal mengukur secara independen dua dari tiga
parameter tanah yang tercantum dalam Tabel 210 Dalam hal ini kelas situs
dengan kondisi yang lebih buruk harus diberlakukan Apabila tidak tersedia data
tanah yang spesifik pada situs sampai kedalaman 30 m maka sifat-sifat tanah
harus diestimasi oleh seorang ahli geoteknik yang memiliki sertifikatijin
keahlian yang menyiapkan laporan penyelidikan tanah berdasarkan kondisi
getekniknya Penetapan kelas situs SA dan kelas situs SB tidak diperkenankan
jika terdapat lebih dari 3 m lapisan tanah antara dasar telapak atau rakit fondasi
dan permukaan batuan dasar (SNI 17262012)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
24
Tabel 210 Klasifikasi situs
Kelas situs vs (mdetik) N atau N ch su (kPa)
SA (batuan keras) gt1500 NA NA SB (batuan) 750 sampai 1500 NA NA SC (tanah keras sangat padat dan batuan lunak)
350 sampai 750 gt50
2100
SD (tanah sedang) 175 sampai 350 15sampai 50 50 sampai100 lt 175 lt15 lt 50SE (tanah lunak) Atau setiap profil tanah yang mengandung lebih dari 3 m tanah dengan
karateristik sebagai berikut 1 Indeks plastisitas PI gt 20 2 Kadar air w 2 40 3 Kuat geser niralir su lt 25 kPa
SF (tanah khusus)
Setiap profil lapisan tanah yang memiliki salah satu atau lebih dari karakteristik berikut - Rawan dan berpotensi gagal atau runtuh akibat beban gempa seperti
mudah likuifaksi lempung sangat sensitif tanah tersementasi lemah - Lempung sangat organik danatau gambut (ketebalan H gt 3 m)
- Lempung berplastisitas sangat tinggi (ketebalan H gt 75 m dengan
Indeks Plasitisitas PI gt 75 ) Lapisan lempung lunaksetengah teguh dengan ketebalan H gt 35 m
dengan su lt 50 kPa
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
- Kecepatan rata-rata gelombang geser Vs
Dimana
di = tebal setiap lapisan antara kedalaman 0 sampai 30 meter
Vsi = kecepatan gelombang geser lapisan i dinyatakan dalam meter per
detik (mdetik)
- Tahanan penetrasi standar lapangan rata-rata N
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
25
Dimana
di = tebal setiap lapisan antara kedalaman 0 sampai 30 meter
Ni = tahanan penetrasi standar 60 persen energy ( N60 ) yang terukur
langsung di lapangan tanpa koreksi dengan nilai tidak lebih dari
305 pukulanm
- Kuat geser niralir rata-rata Su
Dimana
dc = jumlah ketebalan total dari lapisan - lapisan tanah kohesif di
dalam lapisan 30 meter paling atas
Sui = kuat geser niralir (kPa) dengan nilai tidak lebih dari 250 kPa
Untuk penentuan respons spektral percepatan gempa MCER di permukaan tanah
diperlukan suatu faktor amplifikasi seismik pada perioda 02 detik dan perioda 1
detik Faktor amplifikasi meliputi faktor amplifikasi getaran terkait percepatan pada
getaran perioda pendek (Fa) dan faktor amplifikasi terkait percepatan yang
mewakili getaran perioda 1 detik (Fv) Parameter spektrum respons percepatan pada
perioda pendek (SMS) dan perioda 1 detik (SM1) Yang disesuaikan dengan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
26
pengaruh klasifikasi situs (SNI 17262012) harus ditentukan dengan perumusan
berikut ini
SMS = Fa Ss
SM1 = Fv S1
Dimana
Ss = parameter respons spektral percepatan gempa MCER terpetakan untuk
perioda pendek
S1 = parameter respons spektral percepatan gempa MCER terpetakan untuk
perioda 10 detik
dan koefisien situs Fa dan Fv mengikuti Tabel 211 dan Tabel 212
Tabel 211 Koefisien situs Fa
Kelas situs
Parameter respons spektral percepatan gempa (MCER) terpetakan padaperioda pendek T=02 detik Ss
Ss s 025 Ss = 05 Ss = 075 Ss = 10 Ss 2 125 SA 08 08 08 08 08SB 10 10 10 10 10SC 12 12 11 10 10SD 16 14 12 11 10SE 25 17 12 09 09SF SSb
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
CATATAN
- Untuk nilai-nilai antara Ss dapat dilakukan interpolasi linier
- SS = Situs yang memerlukan investigasi geoteknik spesifik dan analisis respons situs spesifik
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
27
Tabel 212 Koefisien situs Fv
Kelas situs
Parameter respons spektral percepatan gempa MCER terpetakan padaperioda 1 detik S1
S1 s 01 S1 = 02 S1 = 03 S1 = 04 S1 2 05 SA 08 08 08 08 08SB 10 10 10 10 10SC 17 16 15 14 13SD 24 2 18 16 15SE 35 32 28 24 24SF SSb
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
CATATAN
- Untuk nilai-nilai antara Ss dapat dilakukan interpolasi linier
- SS = Situs yang memerlukan investigasi geoteknik spesifik dan analisis respons situs spesifik Struktur harus ditetapkan memiliki suatu kategori desain seismik Struktur dengan
kategori risiko I II atau III yang berlokasi di mana parameter respons spektral
percepatan terpetakan pada perioda 1 detik S1 lebih besar dari atau sama dengan
075 harus ditetapkan sebagai struktur dengan kategori desain seismik E Struktur
yang berkategori risiko IV yang berlokasi di mana parameter respons spektral
percepatan terpetakan pada perioda 1 detik S1 lebih besar dari atau sama dengan
075 harus ditetapkan sebagai struktur dengan kategori desain seismik F Semua
struktur lainnya harus ditetapkan kategori desain seismiknya berdasarkan kategori
risikonya dan parameter respons spektral percepatan desainnya SDS dan SD1
Masing-masing bangunan dan struktur harus ditetapkan ke dalam kategori desain
seismik yang lebih parah dengan mengacu pada Tabel 213 atau 214 terlepas dari
nilai perioda fundamental getaran struktur T (SNI 17262012)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
28
Tabel 213 Kategori desain seismik berdasarkan parameter respons percepatan pada perioda pendek
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
Tabel 214 Kategori desain seismik berdasarkan parameter respons
percepatan pada perioda 1 detik
Nilai S D1 Kategori risiko
I atau II atau III IV
SD1 lt 0167 A A
0067 lt SD1 lt 0133 B C
0133 lt SD1 lt 020 C D
020 lt SD1 D D (Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung
dan non gedung SNI 17262012)
Geser dasar seismik V dalam arah yang ditetapkan harus ditentukan sesuai
dengan persamaan berikut
V = Cs W
Keterangan
Cs = koefisien respons seismik
W = berat seismik efektif
Berat seismik efektif struktur W menurut SNI 17262012 harus menyertakan
seluruh beban mati dan beban lainnya yang terdaftar di bawah ini
Nilai SDS Kategori risiko
I atau II atau III IV
SDS lt 0167 A A
0167 lt SDS lt 033 B C
033 lt SDS lt 050 C D
050 lt SDS D D
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
29
1 Dalam daerah yang digunakan untuk penyimpanan minimum sebesar 25
persen beban hidup lantai (beban hidup lantai di garasi publik dan struktur
parkiran terbuka serta beban penyimpanan yang tidak melebihi 5 persen
dari berat seismik efektif pada suatu lantai tidak perlu disertakan)
2 Jika ketentuan untuk partisi disyaratkan dalam desain beban lantai diambil
sebagai yang terbesar di antara berat partisi aktual atau berat daerah lantai
minimum sebesar 048 kNm2
3 Berat operasional total dari peralatan yang permanen
4 Berat lansekap dan beban lainnya pada taman atap dan luasan sejenis
lainnya
Koefisien respons seismik Cs harus ditentukan sesuai dengan
Cs =
Dimana
SDS = parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang perioda
pendek
R = faktor modifikasi respons dalam Tabel 29
Ie = faktor keutamaan gempa yang ditentukan sesuai Tabel 28
Nilai Cs yang dihitung sesuai dengan Persamaan diatas tidak perlu melebihi Cs dari
persamaan di bawah
Cs =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
30
Cs yang di dapatkan harus tidak kurang dari
Cmin = 0044 SDS Ie gt 001
Sebagai tambahan untuk struktur yang berlokasi di daerah di mana 1 S sama
dengan atau lebih besar dari 06g maka Cs harus tidak kurang dari
Cs =
Dimana
SDS = parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang perioda
pendek
SD1 = parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang sebesar
10 detik
R = faktor modifikasi respons dalam Tabel 29
Ie = faktor keutamaan gempa yang ditentukan sesuai Tabel 28
T = perioda fundamental struktur (detik)
Perioda fundamental pendekatan Ta dalam detik harus ditentukan dari
Ta = Ct
Dimana
hn = ketinggian struktur dalam (m)
Ct = koefisien prioda struktur pendekatan yang ditentukan dalam tabel 213
x = koefisien ketinggian yang ditentukan dalam tabel 213
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
31
Tabel 215 Nilai parameter perioda pendekatan Ct dan x
Tipe struktur Ct x
Sistem rangka pemikul momen di mana rangka memikul 100 persen gaya gempa yang disyaratkan dan tidak dilingkupi atau dihubungkan dengan komponen yang lebih kaku dan akan mencegah rangka dari defleksi jika dikenai gaya gempa
Rangka baja pemikul momen 00724 a 08
Rangka beton pemikul momen 00466 a 09
Rangka baja dengan bresing eksentris 00731 a 075
Rangka baja dengan bresing terkekang terhadap tekuk 00731 a 075
Semua sistem struktur lainnya 00488 a 075
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
Sebagai alternatif menurut SNI 17262012 untuk menentukan perioda fundamental
pendekatan Ta dalam detik dari persamaan berikut untuk struktur dengan
ketinggian tidak melebihi 12 tingkat di mana sistem penahan gaya gempa terdiri
dari rangka penahan momen beton atau baja secara keseluruhan dan tinggi tingkat
paling sedikit 3 m
Ta = 01N
Dimana
N = jumlah tingkat (m)
Perioda fundamental struktur harus dibatasi dengan
Tmax = Cu Ta
Dimana
Ta = waktu getar struktur dalam (m)
Cu = koefisien batas prioda struktur yang ditentukan dalam tabel 214
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
32
Tabel 216 Koefisien untuk batas perioda struktur
Parameter percepatan respons spektral desain pada 1 detik S D1
Koefisien Cu
gt 04 14 03 14 02 15
015 16
lt 01 17 (Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur
gedung dan non gedung SNI 17262012)
212 Kombinasi Pembebanan
komponen-elemen struktur dan elemen-elemen fondasi menurut SNI
17262012 harus dirancang sedemikian hingga kuat rencananya sama atau melebihi
pengaruh beban-beban terfaktor dengan kombinasi-kombinasi sebagai berikut
1 14D
2 12D + 16L + 05(Lr atau R)
3 12D + 16(Lr atau R) + (L atau 05W)
4 12D + 10 W + L + 05(Lr atau R)
5 12D + 10 E + L
6 09D + 10 W
7 09D + 10 E
8
Pengaruh beban gempa E harus ditentukan sesuai dengan berikut ini
1 Untuk penggunaan dalam kombinasi beban 5 dalam
E = Eh + Ev
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
33
2 Untuk penggunaan dalam kombinasi beban 7
E = Eh - Ev
Keterangan
E = pengaruh beban gempa
Eh = pengaruh beban gempa horisontal
Ev = pengaruh beban gempa vertikal
Pengaruh beban gempa horisontal Eh harus ditentukan sesuai dengan Persamaan
sebagai berikut
E h = ρQh
Keterangan
Q = pengaruh gaya gempa horisontal dari V atau F p
ρ = faktor redundansi
Untuk struktur yang dirancang untuk kategori desain seismik D E atau Fm
SNI 17262012 mengatur ρ harus sama dengan 13 kecuali jika satu dari dua
kondisi berikut dipenuhi di mana p diijinkan diambil sebesar 10
a Masing-masing tingkat yang menahan lebih dari 35 persen geser dasar dalam
arah yang ditinjau harus sesuai dengan Tabel 212
b Struktur dengan denah beraturan di semua tingkat dengan sistem penahan gaya
gempa terdiri dari paling sedikit dua bentang perimeter penahan gaya gempa
yang merangka pada masing-masing sisi struktur dalam masing-masing arah
ortogonal di setiap tingkat yang menahan lebih dari 35 persen geser dasar
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
34
Jumlah bentang untuk dinding geser harus dihitung sebagai panjang dinding
geser dibagi dengan tinggi tingkat atau dua kali panjang dinding geser dibagi
dengan tinggi tingkat hsx untuk konstruksi rangka ringan
Tabel 217 Persyaratan untuk masing-masing tingkat yang menahan lebih
dari 35 persen gaya geser dasar
Elemen penahan gaya lateral
Persyaratan
Rangka dengan bresing
Pelepasan bresing individu atau sambungan yang terhubung tidak akan mengakibatkan reduksi kuat tingkat sebesar lebih dari 33 persen atau sistem yang dihasilkan tidak mempunyai ketidakteraturan torsi yang berlebihan (ketidakteraturan struktur horisontal Tipe 1b)
Rangka pemikul momen
Kehilangan tahanan momen di sambungan balok ke kolom di kedua ujung balok tunggal tidak akan mengakibatkan lebih dari reduksi kuat tingkat sebesar33 persen atau sistem yang dihasilkan tidak mempunyai ketidakteraturantorsi yang berlebihan (ketidakteraturan struktur horisontal Tipe 1b)
Dinding geser atau pilar dinding dengan rasio tinggi terhadap panjang lebih besar dari 10
Pelepasan dinding geser atau pier dinding dengan rasio tinggi terhadap panjang lebih besar dari 10 di semua tingkat atau sambungan kolektor yang terhubung tidak akan mengakibatkan lebih dari reduksi kuat tingkat sebesar 33 persen atau sistem yang dihasilkan mempunyai ketidakteraturan torsi yang berlebihan (ketidakteraturan struktur horisontal Tipe 1b)
Kolom kantilever Kehilangan tahanan momen di sambungan dasar semua kolom kantilever tunggal tidak akan mengakibatkan lebih dari reduksi kuat tingkat sebesar 33 persen atau sistem yang dihasilkan mempunyai ketidakteraturan torsi yang berlebihan (ketidakteraturan struktur horisontal Tipe 1b)
Lainnya Tidak ada persyaratan
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
22 Kinerja Struktur Gedung
221 Kinerja Batas Layan
Kinerja batas layan struktur gedung ditentukan oleh simpangan antar tingkat
akibat pengaruh gempa rencana yaitu untuk membatasi terjadinya pelelehan baja
dan peretakan beton yang berlebihan di samping untuk mencegah kerusakan
nonstruktur dan ketidaknyamanan penghuni Simpangan antar-tingkat ini harus
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
35
dihitung dari simpangan struktur gedung tersebut akibat pengaruh gempa nominal
yang telah dibagi Faktor Skala
Faktor Skala =
gt 1
Dimana
V1 = Gaya geser dasar nominal sebagai respons dinamik ragam yang
pertama saja
Vt = Gaya geser dasar nominal yang didapat dari hasil analisis ragam
spektrum respons yang telah dilakukan
Gaya geser dasar nominal yang didapat dari hasil spektrum respons Analisis harus
dilakukan untuk menentukan ragam getar alami untuk struktur Analisis harus
menyertakan jumlah ragam yang cukup untuk mendapatkan partisipasi massa
ragam terkombinasi sebesar paling sedikit 90 persen dari massa aktual dalam
masing-masing arah horisontal ortogonal dari respons yang ditinjau oleh model
Parameter respons ragam untuk masing-masing parameter desain terkait gaya yang
ditinjau termasuk simpangan antar lantai tingkat gaya dukung dan gaya elemen
struktur individu untuk masing-masing ragam respons harus dihitung menggunakan
properti masing-masing ragam dan spectrum respons dibagi dengan kuantitas (R
Ie) Parameter respons terkombinasi untuk perpindahan dan kuantitas simpangan
antar lantai harus dikalikan dengan kuantitas (CdIe) Nilai untuk masing-masing
parameter yang ditinjau yang dihitung untuk berbagai ragam harus
dikombinasikan menggunakan metoda akar kuadrat jumlah kuadrat (SRSS) atau
metoda kombinasi kuadrat lengkap (CQC) sesuai dengan SNI 17262012 Metoda
CQC harus digunakan untuk masing-masing nilai ragam di mana ragam berjarak
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
36
dekat mempunyai korelasi silang yang signifikan di antara respons translasi dan
torsi
Kinerja batas ultimit struktur gedung ditentukan oleh simpangan antar-tingkat
maksimum struktur gedung akibat pengaruh gempa rencana dalam kondisi struktur
gedung di ambang keruntuhan yaitu untuk membatasi kemungkinan terjadinya
keruntuhan struktur gedung yang dapat menimbulkan korban jiwa manusia dan
untuk mencegah benturan berbahaya antar-gedung atau antar bagian struktur
gedung yang dipisah dengan sela pemisah (sela delatasi) simpangan antar-tingkat
ini harus dihitung dari simpangan struktur gedung akibat pembebanan gempa
nominal (SNI 17262002) Penentuan simpangan antar lantai tingkat desain ( ∆ )
harus dihitung sebagai perbedaan defleksi pada pusat massa di tingkat teratas dan
terbawah yang ditinjau Lihat Gambar 24 Apabila pusat massa tidak terletak
segaris dalam arah vertikal diijinkan untuk menghitung defleksi di dasar tingkat
berdasarkan proyeksi vertikal dari pusat massa tingkat di atasnya (SNI 17262012)
Gambar 24 Penentuan simpangan antar lantai
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
37
Defleksi pusat massa di tingkatx (δx) (mm) harus ditentukan sesuai dengan
persamaan berikut
δx =
Dimana
Cd = faktor amplifikasi defleksi dalam Tabel 29
δxe = defleksi pada lokasi yang disyaratkan pada pasal ini yang ditentukan
dengan analisis elastis
Ie = faktor keutamaan gempa yang ditentukan sesuai dengan tabel 28
Simpangan antar lantai tingkat desain ∆ tidak boleh melebihi simpangan antar
lantai tingkat ijin ∆a seperti didapatkan dari Tabel 213 untuk semua tingkat
Tabel 218 Simpangan antar lantai ijin
Struktur
Kategori risiko
I atau II III IV
Struktur selain dari struktur dinding geser batu bata 4 tingkat atau kurang dengan dinding interior partisi langit-langit dan sistem dinding eksterior yang telah didesain untuk mengakomodasi simpangan antar lantai tingkat
0025h c
sx 0020 hsx 0015 hsx
Struktur dinding geser kantilever batu batad 0010 hsx 0010 hsx 0010 hsx
Struktur dinding geser batu bata lainnya 0007 hsx 0007 hsx 0007 hsx
Semua struktur lainnya 0020 hsx 0015 hsx 0010 hsx
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
Dua bagian struktur gedung yang tidak direncanakan untuk bekerja sama sebagai
satu kesatuan dalam mengatasi pengaruh Gempa Rencana harus dipisahkan yang
satu terhadap yang lainnya dengan suatu sela pemisah (sela delatasi) yang lebarnya
paling sedikit harus sama dengan jumlah simpangan masing-masing bagian struktur
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
38
gedung pada taraf itu Dalam segala hal lebar sela pemisah tidak boleh ditetapkan
kurang dari 75 mm (SNI 17262012)
222 Kinerja Batas kekuatan
2221 Perencanaan Pelat Floor Deck
Floor deck pada pelat menggantikan fungsi tulangan Tarik pada daerah
lapangan Analisis pelat floor deck meggunakan metode pelat satu arah Bila pelat
mengalami rotasi bebas pada tumpuan pelat dan tumpuan sangat kaku terhadap
momen puntir maka pelat itu dikatakan jepit penuh Bila balok tepi tidak cukup
kuat untuk mencegah rotasi maka dikatakan terjepit sebagian Tebal minimum
yang ditentukan dalam Tabel 214 berlaku untuk konstruksi satu arah yang tidak
menumpu atau tidak disatukan dengan partisi atau konstruksi lain yang mungkin
akan rusak akibat lendutan yang besar kecuali bila erhitungan lendutan
menunjukkan bahwa ketebalan yang lebih kecil dapat digunakan tanpa
menimbulkan pengaruh yang merugikan
Tabel 219 Tebal Minimum Balok Non-Prategang Atau Pelat Satu Arah Bila
Lendutan Tidak Dihitung Tebal minimum h
Komponen struktur Tertumpu Satu ujung Kedua ujung Kantilever
Komponen struktur tidak menumpu atau tidak dihubungkan dengan partisi ataukonstruksi lainnya yang mungkin rusak oleh lendutan yang besar
Pelat masif satu-arah 20
24
28
10
Balok atau pelat rusuk satu-arah 16
185
21
8
(Sumber Tata cara perhitungan struktur beton untuk bangunan gedung SNI 28472002)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
39
CATATAN Panjang bentang dalam mm Nilai yang diberikan harus digunakan langsung untuk komponen struktur dengan beton normal dan tulangan tulangan Mutu 420 MPa Untuk kondisi lain nilai di atas harus dimodifikasikan sebagai berikut a Untuk struktur beton ringan dengan berat jenis (equilibrium density) w di antara 1440 sampai
1840 kgm3 nilai tadi harus dikalikan dengan (165 ndash 00003wc) tetapi tidak kurang dari 109
b Untuk fy selain 420 MPa nilainya harus dikalikan dengan (04 + fy700)
a Disain pada Momen Positif
Disain pada momen positif gaya Tarik disumbangkan oleh metal deck dan
gaya tekan disumbangkan oleh beton Dalam hal ini penampang beton
berbentuk persegi panjang
Gambar 25 Diagram tegangan momen positif floor deck
Penulangan lentur dihitung analisa tulangan tunggal dengan langkah-langkah
sebagai berikut
Mn =
Dimana ϕ= 08
Rn =
m =
ρ = 1 ndash 1 ndash
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
40
As PERLU = ρ b d
rasio tulangan minimum menggunakan syarat tulangan susut dan tulangan
suhu sebagai acuan dan di tabelkan sebagai berikut
Tabel 220 Rasio Tulangan Minimum Pada Pelat
Jenis Pelat ρmin
Pelat yang menggunakan batang tulangan ulir mutu 300 00020
Pelat yang menggunakan batang tulangan ulir atau jaring kawat las 00018
Pelat yang menggunakan tulangan dengan tegangan leleh melebihi 00018 x 400 fy
(Sumber Tata cara perhitungan struktur beton untuk bangunan gedung SNI 28472002)
Persyaratan lain yang harus dipenuhi dalam mendisain pelat satu arah adalah
jarak tulangan maximum Pasal 12 SNI 03-2847-2002 butir 64 jarak tulangan
adalah
S = ndash 25 Cc
Dimana
fs = 60 fy
Cc = Selimut Beton
b Disain pada Momen Negatif
Disain pada momen positif gaya Tarik disumbangkan oleh wiremesh dan gaya
tekan disumbangkan oleh beton Dalam hal ini penampang beton berbentuk
sebagai berikut
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
41
Gambar 26 Diagram tegangan momen negatif floor deck
2222 Perencanaan Pelat Chekered
Pelat metal didisain menggunakan metode pelat satu arah syarat batas yang
harus di penuhi pelat metal adalah
ϕMn gt Mu
dimana
ϕMn = momen nominal = Zx fy
Mu = momen ultimate
2223 Perencanaan Batang Tekan
Kekuatan tekan disain harus nilai terendah yang diperoleh berdasarkan
keadaan batas dari tekuk lentur tekuk torsi dan tekuk torsi lentur Profil dengan
dominan keruntuhan tekuk lentur kekuatan nominal nya adalah
ϕPn = 09 fcr A
tegangan kritis fcr ditentukan sebagai berikut
a Bila lt 471 ( atau lt 225 )
fcr =0658 fy
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
42
b Bila gt 471 ( atau gt 225 )
fcr =0877 fe
fe =
Dimana
K = faktor panjang efektir
L = panjang profil
r = jari jari inersia
fcr = tegangan kritis
fe = tegangan euler
λ = kelangsingan =
2224 Perencanaan Batang Lentur
Pembebanan balok disesuaikan dengan peraturan pembebanan Indonesia
untuk gedung (PPIUG) 1983 sedangkan pemakaian profil dihitung sesuai dengan
SNI 03-1729-2015
Tabel 221 Nilai kekuatan lentur berdasarkan SNI 1729 2015
PROFIL q Lr Lp MP Mr Vn
kgm m m KN m KN m KN
WF 150 x 75 x 5 x 7 1400 316 084 2354 1509 10800
WF 150 x 100 x 6 x 9 2110 530 120 3609 2346 12787
WF 200 x 100 x 45 x 7 1820 346 112 4089 2720 12830
WF 200 x 100 x 55 x 8 2130 378 112 4802 3128 15840
WF 200 x 150 x 6 x 9 3060 637 182 7108 4688 16762
WF 250 x 125 x 5 x 8 2570 420 141 7327 4845 17856
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
43
Tabel 221 Nilai kekuatan lentur berdasarkan SNI 1729 2015 (lanjutan)
PROFIL q Lr Lp MP Mr Vn
kgm m m KN m KN m KN
WF 250 x 125 x 6 x 9 2960 446 141 8443 5508 21600
WF 300 x 150 x 55 x 8 3200 475 167 10920 7208 23602
WF 300 x 150 x 65 x 9 3670 497 167 12528 8177 28080
WF 350 x 175 x 6 x 9 4140 553 197 16538 10897 29894
WF 350 x 175 x 7 x 11 4960 593 200 20179 13175 35280
WF 400 x 200 x 7 x 11 5660 646 227 26100 17170 39917
WF 400 x 200 x 8 x 13 6600 684 230 30861 20230 46080
WF 450 x 200 x 9 x 14 7600 667 223 38913 25330 58320
WF 500 x 200 x 10 x 16 8960 669 219 50311 32470 72000
WF 600 x 200 x 11 x 17 10600 628 209 68714 44030 95040
HB 100 x 100 x 6 x 8 1720 724 125 2018 1300 8640
HB 125 x 125 x 65 x 9 2380 806 158 3578 2312 11700
HB 150 x 150 x 7 x 10 3150 895 190 5748 3723 15120
HB 175 x 175 x 75 x 11 4020 981 222 8628 5610 18900
HB 200 x 200 x 8 x 12 4990 1072 255 12314 8024 23040
HB 250 x 250 x 9 x 14 7240 1255 319 22483 14739 32400
HB 300 x 300 x 10 x 15 9400 1376 381 35152 23120 43200
HBC 350 x 350 x 12 x 19 13700 1718 449 59834 39100 60480
HBC 400 x 400 x 13 x 21 17200 1903 513 86402 56610 74880
WFC 600 x 300 x 12 x 20 15100 1045 348 103413 68340 101606
WFC 700 x 300 x 13 x 24 18500 1041 344 149968 97920 131040
WFC 800 x 300 x 14 x 26 21000 1010 336 191889 123930 161280
WFC 900 x 300 x 16 x 28 24300 984 324 244178 155380 207360
- Profil I dan Kanal
a Kontrol Momen
ϕMn = 09 Mn
- Apabila L lt Lp
Mn = Mp = Zx fy
- Apabila Lp lt L lt Lr
Mn = Cb Mp ndash ( Mp- Mr)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
44
Apabila L gt Lr
Mn = Mcr = radic 1
=
lt 23
=
= 4 2
=
1 1
= 176
Untuk profil I konstanta torsi dan konstanta warping adalah
J = [ 2b + h ]
Cw =
Untuk profil kanal konstanta torsi dan konstanta warping adalah
J = [ 2b + h ]
Cw = [
]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
45
Gambar 27 Kuat Momen Lentur Nominal Akibat Tekuk Torsi Lateral
b Kontrol Geser
Untuk profil I
= 060 fyw Aw lt Vu
Persamaan diatas dapat dipenuhi bila syarat kelangsingan untuk tebal pelat web
sebagai berikut
lt
c Kontrol Lendutan
Batas-batas lendutan untuk keadaan kemampuan-layan batas harus sesuai
dengan struktur fungsi penggunaan sifat pembebanan serta elemen-elemen
yang didukung oleh struktur tersebut Batas lendutan maksimum diberikan
dalam Tabel dibawah
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
46
Tabel 222 Batas Lendutan Maksimum
Komponen struktur dengan beban tidak Beban tetap Beban
Balok pemikul dinding atau finishing yang getas L360 - Balok biasa L240 - Kolom dengan analisis orde pertama saja h500 h200 Kolom dengan analisis orde kedua h300 h200
(Sumber Tata cara perencanaan struktur baja untuk bangunan gedung SNI 17292002)
- Profil Siku
a Kontrol Momen
ϕMn = 09 Mn
- Momen Leleh
Mn = 15 My
Dimana
My = momen leleh di sumbu lentur
- Momen dengan tekuk torsi lateral
1 Bila Me lt My
Mn = [ 092 -
] Me
2 Bila Me gt My
Mn = [ 192 ndash 117 ] Me lt 15 My
Lentur di sumbu utama major dari baja siku kaki sama
Me =
Dimana
Lb = Panjang profil tak terkekang
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
47
b = lebar siku
E = elastisitas profil siku
t = tebal profil siku
Me = momen tekuk lateral-torsi elastis
b kontrol geser
ϕVn = 09 06 Aw fy cv
Dimana Vn = kekuatan geser penampang Aw = luas badan = b x t fy = tegangan leleh profil siku Nilai cv dari persamaan diatas ditentukan dengan
- Bila
lt 11
cv = 1
- Bila
11
lt lt 137
cv = 11
x
- Bila
gt 137
cv =
x
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
48
2225 Perencanaan Balok Kolom
Komponen struktur yang mengalami momen lentur dan gaya aksial harus
direncanakan memenuhi ketentuan sebagai berikut
Untuk
gt 02
+ (
+
) lt 1
Untuk
lt 02
+ (
+
) lt 1
Dimana
Pu = Gaya aksial (tarik atau tekan) terfaktor N
Pn = Kuat nominal penampang N
ϕ = Faktor reduksi kekuatan
= 09 untuk aksial tarik
= 09 untuk aksial tekan
Mux = Momen lentur terfaktor terhadap sumbu-x
Muy = Momen lentur terfaktor terhadap sumbu-y
Mnx = Kuat nominal lentur penampang terhadap sumbu-x
Mny = Kuat nominal lentur penampang terhadap sumbu-y
ϕb = Faktor reduksi kekuatan lentur = 09
2226 Perencanaan Balok Komposit
Menurut SNI 17292015 lebar efektif balok komposit adalah
- seperdelapan dari bentang balok pusat-ke-pusat tumpuan
- setengah jarak ke sumbu dari balok yang berdekatan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
49
- jarak ke tepi dari pelat
Kekuatan Lentur Positif balok komposit bisa di disain secara plastis jika memenuhi
lt 376 Jika gt 376 maka momen harus di tentukan dengan
superposisi tegangan elastis (SNI 17292015) Nilai ultimate dari momen lentur
dapat di tinjau dari 2 kondisi yaitu
1 Sumbu netral jatuh pada pelat beton
Besar nya gaya tekan pada kondisi ultimate adalah
C = 085 a be
Gaya tarik pada profil baja adalah
T = As fy
Gaya tarik floor deck adalah
T = Afd fu
Jika ẏ gt (tf - hfd) keseimbangan gaya C = T maka diperoleh
a =
Lengan kopel terhadap gaya tekan
d1 = ts ndash ċ -
d2 = + ts -
Kuat momen lentur nominal positif balok komposit adalah
ϕMn = 09 [ As fy ( d2 ) + Afd fu ( d1 ) ]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
50
Gambar 28 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan ẏ lt (ts - hfd)
Gambar 29 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan ẏ gt (ts - hfd)
Jika ẏ lt (tf - hfd) gaya tarik floor deck adalah
T = Aefd fu
keseimbangan gaya C = T maka diperoleh
a =
Lengan kopel terhadap gaya tekan
d1 = ts ndash ċ -
d2 = + ts -
Kuat momen lentur nominal positif balok komposit adalah
ϕMn = 09 [ As fy ( d2 ) + Aefd fu ( d1 ) ]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
51
2 Sumbu netral jatuh pada baja profil
Besar nya gaya tekan pada kondisi ultimate adalah
Cc = 085 a be
Gaya tarik pada profil baja adalah
T = As fy
Keseimbangan gaya diperoleh
Trsquo = Cc + Cs
Besarnya Trsquo sekarang lebih kecil daripada Asfy yaitu
Trsquo = As fy - Cs
Sehingga gaya tekan profil baja
Cc + Cs = As fy - Cs
2Cs = Cc + As fy
Cs =
Jika ẏ lt (ts + tf) Pusat tarik profil
ӯ = ẏ ẏ
ẏ
lengan kopel terhadap pusat tarik
d1 = d ndash ӯ - (ẏ - ts)
d2 = d ndash ӯ + pusat tekan beton
kapasitas lentur positif nominal
ϕMn = 09 [ Cc ( d2 ) + Cs ( d1 ) ]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
52
Gambar 210 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan ẏ lt (ts + tf)
Jika (ts+ d) gt ẏ gt (ts + tf) Pusat tarik profil adalah
ӯ
ndash ẏ ẏ
ẏ
Lengan kopel terhadap gaya tarik
d1 = d ndash ӯ - tf
d2 = d ndash ӯ ndash tf - (ẏ - tf)
d3 = d ndash ӯ + pusat tekan beton
kapasitas lentur positif nominal
ϕMn = 09 [ Cc ( d3 ) + Csf ( d2 ) + Csw ( d1 ) ]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
53
Gambar 211 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan ẏ gt (ts + tf)
Dimana
As = Luas baja profil mm2
Afd = Luas floor deck mm2
Aefd = Luas efektif floor deck mm2
a Tinggidariluasantekanbetonmm
bE Lebarefektifbeton
C = Gaya tekan KN
Ċ = Titik berat floor deck mm
d = Tinggi baja profil mm
= Tegangan leleh baja profil
= Tegangan ultimate floor deck
hfd = Tinggi floor deck
ts = Tebal pelat lantai mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
54
Kapasitas momen lentur negative menurut SNI 17292015 dapat di tentukan dari
kapasitas momen nominal dari profil baja itu sendiri sebagai alternatif dapat
ditentukan kapasitas momen negatif dari distribusi plastis penampang komposit
untuk keadaan leleh asalkan menenuhi
- Balok baja adalah penampang kompak dan dibreising secara cukup
- Steel headed stud atau angkur kanal baja yang menyambungkan pelat ke
balok baja pada daerah momen negatif
- Tulangan pelat yang paralel pada balok baja di lebar efektif pelat
diperhitungkan dengan tepat
Nilai ultimate dari momen lentur negatif komposit adalah
Gaya tarik tulangan
Tsr = Asr fyr
Gaya tarik floor deck
Tfd = Afd fu
Gaya tarik total
T = Tsr + Tfd
Gaya tekan maximum profil baja
Cmax = As fy
Jika Cmax gt T maka titik berat berada pada profil baja
T + Ts = Cmax ndash Ts
2Ts = Cmax ndash T
Ts = (Cmax ndash T)
Jika sumbu netral jatuh di sayap maka
b t fy = Ts
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
55
Gambar 212 Diagram tegangan balok komposit momen negatif dengan ts gt ẏ gt (ts + tf)
tc =
Pusat gaya tekan
ӯ = ẏ ẏ
ẏ
Lengan kopel terhadap gaya tekan
d1 = d ndash ӯ ndash tc
d2 = d ndash ӯ + Ċ
d3 = d ndash ӯ + ts ndash selimut pelat - empty
Momen nominal
ϕMn = 09 [Mn1 + Mn2 + Mn3]
= Tsr d3 + Tfd d2 + t fy d1
Jika sumbu netral jatuh di web maka
h tw fy = Ts - Tf
hrsquo =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
56
Gambar 213 Diagram tegangan balok komposit momen negatif dengan ẏ gt (ts + tf)
Pusat gaya tekan
ӯ ndash
Lengan kopel terhadap gaya tekan
d1 = d ndash ӯ ndash tf - hrsquo
d2 = d ndash ӯ ndash tf
d3 = d ndash ӯ + Ċ
d4 = d ndash ӯ + ts ndash selimut pelat - empty
Momen nominal
ϕMn = 09 [Mn1 + Mn2 + Mn3 + Mn4]
= Tsr d4 + Tfd d3 + tf fy d2 + hrsquo tw fy d1
Kekuatan geser yang tersedia dari balok komposit dengan steel headed stud atau
angkur kanal baja harus ditentukan berdasarkan properti dari penampang baja
sendiri Kekuatan geser nominal satu angkur steel headed stud yang ditanam pada
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
57
suatu pelat beton solid atau pada suatu pelat komposit dengan dek harus ditentukan
sebagai berikut
Qn = 05 Asc lt Rg Rp Asc fu
Dimana
Asc = Luas penampang shear conector
fcrsquo = Kuat tekan beton
Ec = Modulus elastisitas beton
fu = kuat putus shear conektor
Rg = 10 untuk
a Satu angkur steel headed stud yang di las pada suatu rusuk
dek baja dengan dek yang diorientasikan tegak lurus terhadap
profil baja
b Sejumlah dari angkur steel headed stud di suatu lajurbaris
secara langsung terhadap profil baja
c Sejumlah dari angkur steel headed stud yang di las pada
suatu lajur sampai dek baja dengan dek diorientasikan paralel
terhadap profil baja dan rasio dari lebar rusuk rata-rata
terhadap kedalaman rusuk ge 15
085 untuk
a Dua angkur steel headed stud yang dilas pada suatu rusuk
dek baja dengan dek diorientasikan tegak lurus terhadap
profil baja
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
58
b Satu angkur steel headed stud yang di las melewati dek baja
dengan dek diorientasikan paralel terhadap profil baja dan
rasio dari lebar rusuk rata-rata terhadap kedalaman rusuk lt
15
07 untuk tiga atau lebih angkur steel headed stud yang dilas pada
suatu rusuk dek baja dengan dek yang diorientasikan tegak lurus
terhadap profil baja
Rp = 075 untuk
a Angkur steel headed stud yang dilas secara langsung pada
profil baja
b Angkur steel headed stud yang dilas pada suatu pelat komposit
dengan dek yang diorientasikan tegak lurus terhadap balok dan
emid-ht ge 2 in (50 mm) Angkur steel headed stud yang dilas
melewati dek baja atau lembaran baja yang digunakan sebagai
material pengisi gelagar dan ditanam pada suatu pelat
komposit dengan dek diorientasikan paralel terhadap balok
tersebut
06 untuk angkur steel headed stud yang di las pada suatu pelat
komposit dengan dek diorientasikan tegak lurus terhadap balok
dan emid-ht lt 2 in (50 mm)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
59
emid-ht = jarak dari tepi kaki angkur steel headed stud terhadap
badan dek baja diukur di tengahtinggi dari rusuk dek
dan pada arah tumpuan beban dari angkur steel headed
stud (dengan kata lain pada arah dari momen maksimum
untuk suatu balok yang ditumpu sederhana)
Tabel 223 Nilai untuk Rg dan Rp untuk setiap kasus Kapasitas untuk angkur steel headed stud
Kondisi Rg Rp
Tanpa dek 10 10 Dek diorientasi paralel terhadap profil baja
gt 15 lt 15
10
085
075
075
Dek diorientaskan tegak lurus terhadap profil
10
06
baja Jumlah dari angkur steel headed stud yangmemiliki rusuk dek yang sama
1 2 085 06
+3 atau lebih 07 06+
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015) Catatan Wr = lebar rata-rata dari rusuk atau voute beton hr = tinggi rusuk nominal untuk suatu angkur steel headed stud tunggal nilai ini dapat ditingkatkan sampai 075 bila emid-ht gt 51 mm
2227 Perencanaan Sambungan Las
Luas efektif dari suatu las sudut adalah panjang efektif dikalikan dengan throat
efektif Throat efektif dari suatu las sudut merupakan jarak terpendek (garis tinggi)
dari perpotongan kaki las ke muka las diagrammatik Suatu penambahan dalam
throat efektif diizinkan jika penetrasi konsisten di luar jarak terpendek (garis tinggi)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
60
dari perpotongan kaki las ke muka las diagrammatik yang dibuktikan melalui
pengujian dengan menggunakan proses produksi dan variabel prosedur Untuk las
sudut dalam lubang dan slot panjang efektif harus panjang dari sumbu las
sepanjang pusat bidang yang melalui throat Pada kasus las sudut yang
beroverlap luas efektif tidak boleh melebihi luas penampang nominal dari lubang
atau slot dalam bidang permukaan lekatan (SNI 17292015)
Sumber httpwwwtwi-globalcomtechnical-knowledgejob-knowledgedesign-part-2-091
Gambar 214 Tebal efektif las sudut Ukuran minimum las sudut menurut SNI 17292015 harus tidak kurang dari ukuran
yang diperlukan untuk menyalurkan gaya yang dihitung atau ukuran seperti yang
tertera dalam Tabel 223 Ukuran maksimum dari las sudut dari bagian-bagian yang
tersambung harus
a Sepanjang tepi material dengan ketebalan kurang dari frac14 in (6 mm) tidak
lebih besar dari ketebalan material
b Sepanjang tepi material dengan ketebalan frac14 in (6 mm) atau lebih tidak
lebih besar dari ketebalan material dikurangi 116 in (2 mm) kecuali las
yang secara khusus diperlihatkan pada gambar pelaksanaan untuk
memperoleh ketebalan throat-penuh Untuk kondisi las yang sudah jadi
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
61
jarak antara tepi logam dasar dan ujung kaki las boleh kurang dari 116 in
(2 mm) bila ukuran las secara jelas dapat diverifikasi
Tabel 224 Tebal minimum las sudut
Ketebalan Material dari Bagian Paling Tipis yang Tersambung in (mm)
Ukuran Minimum Las Sudut[a] in (mm)
Sampai dengan frac14 (6) 18 (3) Lebih besar dari frac14 (6) sampai dengan frac12 (13) 316 (5)
Lebih besar dari frac12 (13) sampai dengan frac34 (19) frac14 (6) Lebih besar dari frac34 (19) 516 (8)
[a] Dimensi kaki las sudut Las pas tunggal harus digunakan Catatan Lihat Pasal J22b untuk ukuran maksimum las sudut
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015)
Panjang minimum dari las sudut yang dirancang berdasarkan kekuatan tidak boleh
kurang dari empat kali ukuran las nominal atau ukuran lain dari las harus
diperhitungkan tidak melebihi frac14 dari panjangnya Jika las sudut longitudinal saja
digunakan pada sambungan ujung dari komponen struktur tarik tulangan-rata
panjang dari setiap las sudut tidak boleh kurang dari jarak tegak lurus antaranya
Gambar 215 Panjang las longitudinal
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
62
Kekuatan desain ϕRn yang dilas harus merupakan nilai terendah dari kekuatan
material dasar yang ditentukan menurut keadaan batas dari keruntuhan tarik dan
keruntuhan geser dan kekuatan logam las yang ditentukan menurut keadaan batas
dari keruntuhan berikut ini
Untuk logam dasar
ϕRn = 075 fn BM ABM
Untuk logam las
ϕRn = 075 fne AWE
Dimana
fn BM = tegangan nominal dari logam dasar ksi (MPa)
fne = tegangan nominal dari logam las ksi (MPa)
ABM = luas penampang logam dasar in2 (mm2)
AWE = luas efektif las in2 (mm2)
kelompok las linear dengan suatu ukuran kaki yang seragam dibebani
melalui titik berat
ϕRn = 075 fne AWE
dan
fne = 060 fEXX ( 1 + 05sin15 θ )
dimana
fEXX = kekuatan klasifikasi logam pengisi ksi (MPa)
θ = sudut pembebanan yang diukur dari sumbu longitudinal las derajat
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
63
Kekuatan sambungan las pada sambungan pemikul momen adalah
ϕMn = sum ϕPlas d
Dimana
ϕMn = Kekuatan nominal sambungan las terhadap momen
ϕPlas = Gaya las terkoreksi
d = Lengan kopel terhadap garis netral
Gambar 216 Momen plastis siklik pada sambungan pemikul momen
2228 Perencanaan Sambungan Baut
Semua baut kekuatan-tinggi yang disyaratkan pada gambar desain yang digunakan
dalam pra-tarik atau joint kritis-slip harus dikencangkan dengan suatu ketegangan
baut tidak kurang dari yang diberikan dalam Tabel 224 kuat tarik nominal dan
kuat geser nominal pada sambungan tipe tumpu diberikan dalam tabel 225 dan
ukuran lubang maksimum untuk baut diberikan dalam Tabel 226 Jarak antara
pusat-pusat standar ukuran-berlebih atau lubang-lubang slot tidak boleh kurang
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
64
dari 2 23 kali diameter nominal d dari pengencang suatu jarak 3d yang lebih
disukai Jarak dari pusat lubang standar ke suatu tepi dari suatu bagian yang
disambung pada setiap arah tidak boleh kurang dari nilai yang berlaku dari Tabel
227 Jarak maksimum dari pusat setiap baut ke tepi terdekat dari bagian-bagian
dalam kontak harus 12 kali ketebalan dari bagian yang disambung akibat
perhitungan tetapi tidak boleh melebihi 6 in (150 mm) (SNI 17292015) Spasi
longitudinal pengencang antara elemen-elemen yang terdiri dari suatu pelat dan
suatu profil atau dua pelat pada kontak menerus harus sebagai berkut
1 Untuk komponen struktur dicat atau komponen struktur tidak dicat yang
tidak menahan korosi spasi tersebut tidak boleh melebihi 24 kali ketebalan
dari bagian tertipis atau 12 in (305 mm)
2 Untuk komponen struktur tidak dicat dari baja yang berhubungan dengan
cuaca yang menahan korosi atmospheric spasi tidak boleh melebihi 14 kali
ketebalan dari bagian tertipis atau 7 in (180 mm)
Catatan Dimensi pada (a) dan (b) tidak berlaku untuk elemen-elemen yang terdiri
dari dua profil dalam kontak menerus
Tabel 225 Pratarik baut minimum kN
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015)
Ukuran Baut mm Baut A325M Baut A490MM16 91 114 M20 142 179 M22 176 221 M24 205 257 M27 267 334 M30 326 408 M36 475 595
Sama dengan 070 dikalikan kekuatan tarik minimum baut dibulatkan mendekati kN seperti disyaratkan dalam spesifikasi untuk baut ASTM A325M dan A490M dengan ulir UNC
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
65
Kekuatan tarik atau geser desain dari suatu baut snug-tightened atau baut kekuatan-
tinggi pra-tarik atau bagian berulir harus ditentukan sesuai dengan keadaan batas
dari keruntuhan tarik dan keruntuhan geser sebagai berikut
ϕRn = 075 fn AB
Dimana
AB = Luas penampang baut
fn = kuat nominal baut terhadap tarik (fnt) atau geser (fnv) (tabel 225)
Kekuatan tarik yang tersedia dari baut yang menahan kombinasi gaya tarik dan
geser harus ditentukan sesuai dengan keadaan batas dari keruntuhan geser sebagai
berikut
ϕRn = 075 fnrsquo AB
dan
fnrsquo = 13 fnt -
frv lt fnt
dimana
fnrsquo = tegangan tarik nominal yang dimodifikasi mencakup efek tegangan
geser ksi (MPa)
fnt = tegangan tarik nominal dari Tabel 225 ksi (MPa)
fnv = tegangan geser dari Tabel 225 ksi (MPa)
frv = tegangan geser yang diperlukan ksi (MPa)
Tegangan geser yang tersedia dari sarana penyambung sama dengan atau melebihi
tegangan geser yang diperlukanfrv
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
66
Catatan Catatan bahwa bila tegangan yang diperlukan f baik geser atau tarik
yang kurang dari atau sama dengan 30 persen dari tegangan yang tersedia yang
sesuai efek kombinasi tegangan tidak perlu diperiksa
Tabel 226 Kekuatan nominal pengencang dan bagian yang berulir ksi (MPa)
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015) Tabel 227 Dimensi Lubang Nominal mm
Diameter
Baut
Dimensi LubangStandar
(Diameter)Ukuran-lebih
(Diameter)Slot-Pendek
(Lebar x Panjang)Slot-Panjang
(Lebar x Panjang)M16 18 20 18 x 22 18 x 40M20 22 24 22 x 26 22 x 50M22 24 28 24 x 30 24 x 55M24 27[a] 30 27 x 32 27 x 60M27 30 35 30 x 37 30 x 67M30 33 38 33 x 40 33 x 75ge M36 d + 3 d + 8 (d + 3) x (d + 10) (d + 3) x 25d
[a] Izin yang diberikan memungkinkan penggunaan baut 1 in jika diinginkan (Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015)
Deskripsi Pengencang Kekuatan Tarik
Nominal Fnt ksi (MPa)[a]
Kekuatan Geser Nominal dalam Sambungan Tipe-
Tumpu Fnv ksi (MPa)[b]
Baut A307 45 (310) 27 (188) [c][d]
Baut group A (misal A325) bila ulir tidak dikecualikan dari bidang geser
90 (620) 54 (372)
Baut group A (misal A325) bila ulir tidak termasuk dari bidang geser
90 (620) 68 (457)
Baut A490 atau A490M bila ulir tidak dikecualikan dari bidang geser
113 (780) 68 (457)
Baut A490 atau A490M bila ulir tidak termasuk dari bidang geser
113 (780) 84 (579)
Bagian berulir yang memenuhi persyaratan Pasal A34 bila ulir tidak dikecualikan dari bidang geser
075 Fu 0450 Fu
Bagian berulir yang memenuhi persyaratan Pasal A34 bila ulir tidak termasuk dari bidang geser
075 Fu 0563 Fu
[a]untuk baut kekuatan tinggi yang menahan beban fatik tarik[b]Untuk ujung sambungan yang dibebani dengan panjang pola pengencang lebih besar dari 38 in (965 mm) Fnv harus direduksi sampai 833 dari nilai tabulasi Panjang pola pengencang merupakan jarak maksimum sejajar dengan garis gaya antara sumbu baut-baut yang menyambungkan dua bagian dengan satu permukaan lekatan [c]Untuk baut A307 nilai yang ditabulasikan harus direduksi sebesar 1 persen untuk setiap 116 in (2 mm) di atas diameter 5 dari panjang pada pegangangrip tersebut [d]Ulir diizinkan pada bidang geser
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
67
(a) Sambungan tidak diperkaku (b) Sambungan diperkaku (c) Sambungan diperkaku + pengaku kolom
Tabel 228 Jarak tepi minimum dari pusat lubang standar ke tepi dari bagian
yang disambung
Diameter Baut (mm) Jarak Tepi Minimum 16 22 20 26 22 28 24 30 27 34 30 38 36 46
Di atas 36 125d [a]Jika diperlukan jarak tepi terkecil diizinkan asalkan ketentuan yang sesuai Pasal J310 dan J4 dipenuhi tetapi jarak tepi yang kurang dari satu diameter baut tidak diizinkan tanpa persetujuan dari Insinyur yang memiliki izin bekerja sebagai perencana [b]Untuk ukuran-berlebih atau lubang-lubang slot lihat Tabel J35M
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015)
Beberapa aplikasi dari sambungan baut adalah sambungan pemikul momen dan
sambungan geser Prinsip dasar dari sambungan baut adalah baut menahan gaya
geser dan gaya tarik
1 Sambungan pemikul momen
Gambar 217 Sambungan pemikul momen menurut AISC 2003
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
68
Gambar 219 Menentukan Muc
Perencanaan sambungan baut untuk balok kolom lebih kuat dari profil yang
disambung untuk menghindari prilaku sambungan yg runtuh getas Momen
rencana untuk sambungan adalah
- Sambungan tidak diperkaku
Muc = Mp + Vu (k) k terkecil dari d atau 3b
- Sambungan diperkaku
Muc = Mp + Vu (Lst + tp)
Gambar 218 Lokasi sendi plastis
Lst =
Gambar 220 Geometri sambungan end-plate
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
69
Sambungan end-plate pada umum nya mempunya 2 buat setiap baris jika dibebani
sampai kondisi ultimate maka reaksi setiap baut adalah 2Pt kapasitas sambungan
tanpa efek prying maka momen kapasitas sambungan adalah jumlah kumulatif
statis momen gaya reaksi baut tarik 2Pt terhadap titik resultan desak di pusat berat
pelat sayap profil (Dewobroto 2016) Kuat sambungan berdasarkan baut tanpa efek
prying adalah
ϕMnp = 2 ϕPt sum
= 2 ϕPt sum (h0 + h1 + h3 hellip hi)
Dimana
Mnp = kapasitas sambungan end-plate didasarkan pada kuat tarik tanpa
efek prying
Pt = gaya reaksi tarik baut
Gambar 221 Momen kopel baut tarik terhadap sayap tekan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
70
Tabel 229 Kapasitas sambungan end-pelat menurut AISC 2003
No Kapasitas Sambungan
1
Konfigurasi 4 baut tanpa pengaku
2
Konfigurasi 4 baut dengan pengaku
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
71
Tabel 229 Kapasitas sambungan end-pelat menurut AISC 2003 (lanjutan)
No Kapasitas Sambungan
3
Konfigurasi 6 baut tanpa pengaku
4
Konfigurasi 8 baut tanpa pengaku
Sumber Extended end-plateed moment connections seismic and wind applications AISC 2003
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
72
2 Sambungan Geser
Gambar 222 Sambungan balok anak ke balok induk
Perencanaan sambungan baut untuk geser juga harus lebih kuat dari profil yang
disambung untuk menghindari prilaku sambungan yg runtuh getas Gaya geser
rencana untuk sambungan adalah gaya geser ultimate balok anak sehingga
jumlah baut yg diperlukan adalah
=
Dimana
= kuat geser nominal profil
= kuat geser minimum baut
223 Disain untuk stabilitas
Stabilitas harus disediakan untuk struktur secara keseluruhan dan untuk setiap
elemennya Efek terhadap stabilitas struktur dan elemen-elemennya harus
memperhitungkan hal-hal berikut
1 lentur geser dan deformasi komponen struktur aksial dan semua deformasi
lainnya yang memberi kontribusi terhadap perpindahan struktur
2 efek orde-kedua (kedua efek P-∆ dan P-δ)
3 ketidaksempurnaan geometri
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
73
4 reduksi kekakuan akibat inelastisitas
5 ketidakpastian dalam kekakuan dan kekuatan Semua efek yang bergantung
beban harus dihitung di level pembebanan sesuai dengan kombinasi beban
Direct Analysis Method (DAM) dibuat untuk mengatasi keterbatasan Effective
Length Method (ELM) yang merupakan strategi penyederhanaan analisis cara
manual Akurasi DAM dapat diandalkan karena memakai komputer dan
mempersyaratkan program analisis struktur yang dipakai seperti
1 Dapat memperhitungkan deformasi komponen-komponen struktur dan
sambungannya yang mempengaruhi deformasi struktur keseluruhan
Deformasi komponen yang dimaksud berupa deformasi akibat lentur aksial
dan geser Persyaratan ini cukup mudah hampir sebagian besar program
komputer analisa struktur berbasis metoda matrik kekakuan apalagi
lsquometoda elemen hinggarsquo yang merupakan algoritma dasar ana-lisa struktur
berbasis komputer sudah memasukkan pengaruh deformasi pada elemen
formulasinya (Dewobroto 2013)
2 Pengaruh Orde ke-2 (P-Δ amp P-δ) Program komputer yang dapat
menghitung gaya-gaya batang dengan analisa struktur orde ke-2 yang
mempertimbangkan pengaruh P-Δ dan P-δ adalah sangat penting dan
menentukan Umumnya program komputer komersil bisa melakukan
analisa struktur orde ke-2 meskipun kadangkala hasilnya bisa berbeda satu
dengan lain-nya Oleh karena itu diperlukan verifikasi terhadap kemam-
puan program komputer yang dipakai Ketidaksempurnaan terjadi ketika
program ternyata hanya mampu memperhi-tungkan pengaruh P-Δ saja
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
74
tetapi tidak P-δ Adapun yang dimaksud P-Δ adalah pengaruh pembebanan
akibat terjadinya perpindahan titik-titik nodal elemen sedangkan P-δ adalah
pengaruh pembebanan akibat deformasi di elemen (di antara dua titik nodal)
(Dewobroto 2013) seperti terlihat pada Gambar 28 di bawah
Gambar 223 Pengaruh Orde ke-2 (AISC 2010)
3 Perhitungan stabilitas struktur modern didasarkan anggapan bah-a
perhitungan gaya-gaya batang diperoleh dari analisa struktur elastik orde-2
yang memenuhi kondisi keseimbangan setelah pembebanan yaitu setelah
deformasi Ketidak-sempurnaan atau cacat dari elemen struktur seperti
ketidaklurusan batang akibat proses fabrikasi atau konsekuensi adanya
toleransi pelaksanaan lapangan akan menghasilkan apa yang disebut efek
destabilizing Adanya cacat bawaan (initial imperfection) yang
mengakibatkan efek destablizing dalam Direct Analysis Method (DAM)
dapat diselesaikan dengan dua cara yaitu [1] cara pemodelan langsung cacat
pada geometri model yang dianalisis atau [2] memberikan beban notional
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
75
(beban lateral ekivalen) dari sebagian prosentasi beban gravitasi (vertikal)
yang bekerja Cara pemodelan langsung dapat diberikan pada titik nodal
batang yang digeser untuk sejumlah tertentu perpindahan yang besarnya
diambil dari toleransi maksimum yang diperbolehkan dalam perencanaan
maupun pelaksanaan Pola penggeseran titik nodal pada pemodelan
langsung harus dibuat sedemikian rupa sehingga memberikan efek
destabilizing terbesar Pola yang dipilih dapat mengikuti pola lendutan hasil
pembebanan atau pola tekuk yang mungkin terjadi Beban notional
merupakan beban lateral yang diberikan pada titik nodal di semua level
berdasarkan prosentasi beban vertikal yang bekerja di level tersebut dan
diberikan pada sistem struktur penahanbeban gravitasi melalui rangka atau
kolom vertikal atau dinding sebagai simulasi pengaruh adanya cacat
bawaan (initial imperfection)Beban notional harus ditambahkan bersama-
sama beban lateral lain juga pada semua kombinasi kecuali kasus tertentu
yang memenuhi kriteria pada Section C22b(1) (SNI 1729 2015) Besarnya
beban notional adalah
Ni = 0002 α Yi
Dimana
α = 16 untuk metode tegangan izin dan 10 untuk metode ultimit
Ni = Beban notional yang digunakan pada level i
Yi = Beban grafitasi yang digunakan pada level i
Nilai 0002 mewakili nilai nominal rasio kemiringan tingkat (story out of
plumbness) sebesar 1500 yang mengacu AISC Code of Standard Practice
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
76
Jika struktur aktual ternyata punya kemiringan tingkat berbeda lebih besar
tentunya maka nilai tersebut tentunya perlu ditinjau ulang Beban notional
pada level tersebut nantinya akan didistribusikan seperti halnya beban
gravitasi tetapi pada arah lateral yang dapat menimbulkan efek
destabilizing terbesar Jadi perlu beberapa tinjauanPada bangunan gedung
jika kombinasi beban belum memasukkan efek lateral maka beban notional
diberikan dalam dua arah alternatif ortogonal masing-masing pada arah
positip dan arah negatif yang sama untuk setiap level Sedangkan untuk
kombinasi dengan beban lateral maka beban notional diberikan pada arah
sama dengan arah resultan kombinasi beban lateral pada level tersebut Jadi
penempatan notional load diatur sedemikian rupa agar jangan sampai hasil
akhir kombinasinya akan lebih ringan Bukankah notional load adalah
untuk memodelkan ketidaksempurnaan (Dewobroto 2015)
Adanya leleh setempat (partial yielding) akibat tegangan sisa pada profil
baja (hot rolled atau welded) akan menyebabkan pelemahan kekuatan saat
mendekati kondisi batasnya Kondisi tersebut pada akhirnya menghasilkan
efek destabilizing seperti yang terjadi akibat adanya geometry imperfection
Kondisi tersebut pada Direct Analysis Method (DAM) akan diatasi dengan
penyesuaian kekakuan struktur yaitu memberikan faktor reduksi kekakuan
Nilainya diperoleh dengan cara kalibrasi dengan membandingkannya
dengan analisa distribusi plastisitas maupun hasil uji test empiris (Galambos
1998) Faktor reduksi kekakuan EI=08τbEI dan EA=08EA dipilih DAM
dengan dua alasan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
77
Pertama Portal dengan elemen langsing yang kondisi batasnya ditentukan
oleh stabilitas elastis maka faktor 08 pada kekakuan dapat
menghasilkan kuat batas sistem sebesar 08 times kuat tekuk
elastisHal ini ekivalen dengan batas aman yang ditetapkan pada
perencanaan kolom langsing memakai Efective Length Method
persamaan E3-3 (SNI 1729 2015) yaitu φPn = 09 (0877 Pe) =
079 Pe
Kedua Portal dengan elemen kaku stocky dan sedang faktor
08τb dipakai memperhitungkan adanya pelemahan (softening)
akibat kombinasi aksial tekan dan momen lentur Jadi kebetulan
jika ternyata faktor reduksi kolom langsing dan kolom kaku
nilainya saling mendekati atau sama Untuk itu satu faktor reduksi
sebesar 08τb dipakai bersama untuk semua nilai kelangsingan
batang (SNI 1729 2015 C23(1)) (Dewobroto 2015)
Faktor τb mirip dengan reduksi kekakuan inelastis kolom akibat hilangnya
kekakuan batang Untuk kondisi Pr le 05Py dimana Pr= adalah gaya tekan
perlu hasil kombinasi LRFD
τb = 1
Jika gaya tekannya besar yaitu Pr gt 05Py maka
τb = 4 [ 1 - ]
Pemakaian reduksi kekakuan hanya berlaku untuk memperhitungkan
kondisi batas kekuatan dan stabilitas struktur baja dan tidak digunakan pada
perhitungan drift (pergeseran) lendutan vibrasi dan penentuan periode
getar Untuk kemudahan pada kasus τb = 1 reduksi EI dan EA dapat
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
78
diberikan dengan cara memodifikasi nilai E dalam analisis Tetapi jika
komputer program bekerja semi otomatis perlu diperhatikan bahwa reduksi
E hanya diterapkan pada 2nd order analysis Adapun nilai modulus elastis
untuk perhitungan kuat nominal penampang tidak boleh dikurangi seperti
misal saat perhitungan tekuk torsi lateral pada balok tanpa tumpuan lateral
(Dewobroto 2015) Bebanan notional dapat juga dipakai untuk antisipasi
pelemahan kekakuan lentur τb akibat kondisi inelastic adanya tegangan
residu Strategi ini cocok untuk menyederhanakan perhitungan DAM pada
batang dengan gaya tekan besar αPr gt 05Py dimana nilai τb lt 10 Jika
strategi ini akan dipakai maka τb = 10 dan diberikan beban notional
tambahan sebesar
Ni = 0001 α Yi
Dimana
α = 16 untuk metode tegangan izin dan 10 untuk metode ultimit
Ni = Beban notional yang digunakan pada level i
Yi = Beban grafitasi yang digunakan pada level i
Beban tersebut diberikan sekaligus bersama beban notional yang
merepresentasikan cacat geometri bawaan (initial imperfection) karena
sifatnya memperbesar maka beban notional akhir menjadi Ni=0003Yi
sedangkan τb = 10 untuk semua kombinasi beban (Dewobroto 2015)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
79
BAB III
METODE PENELITIAN
31 Persiapan
Tahap ini merupakan rangkaian kegiatan sebelum melakukan pengumpulan
dan pengolahan data Tahap ini meliputi kegiatan-kegiatan sebagai berikut
1 Menentukan judul Tugas Akhir
2 Pembuatan proposal Tugas Akhir
3 Studi pustaka terhadap materi sebagai garis besar
32 Bagan Alir
MULAI
PENGUMPULAN DATA
STUDI LITERATUR
TAHAP DESAIN DATA
Perhitungan beban mati
Perhitungan beban hidup
Perhitungan beban angin
Perhitungan beban gempa
PENGOLAHAN DATA
A Pradimensi dan kontrol struktur sekunder B Analisa struktur primer dengan bantuan etabs 2015
(efek P-∆ dan P-δ) dan kontrol manual C Disain sambungan balok kolom dan sambungan
balok balok
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
80
Gambar 31 Diagram Alir Penelitian
321 Mulai
322 Pengumpulan Data
Pengumpulan data data yang di gunakan dalam perencanaan struktur baja
seperti profil yang di gunakan kuat tarik baja yang tersedia dan kuat tekan beton
rencana
323 Studi Literatur
Studi literatur bermula dari pengumpulan teori-teori yang berhubungan
dengan disain baja dan system rangka baja pemikul momen khusus Selain itu
dikumpulkan juga data-data yang berhubungan dengan tugas akhir ini seperti data
pembebanan gedung yang diambil dari peraturan pembebanan untuk gedung 1983
HASIL DAN PEMBAHASAN
Dimensi struktur sekunder Dimensi struktur primer Rencana Sambungan
SELESAI
KESIMPULAN DAN SARAN
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
81
dan rumus-rumus yang akan digunakan dalam perhitungan berdasarkan metode
Load and Resistance Factor Design (LRFD)
324 Tahap Desain Data
Pada tahap desain data hal pertama yang dikerjakan adalah menghitung
pembebanan pada struktur sekunder Perhitungan pembebanan berdasarkan
PPURG 1983 Beban-beban yang bekerja hanya beban mati dan beban hidup
Struktur sekunder meliputi pelar metal deck pelat baja gording dan tangga
Setelah perhitungan pembebanan selesai tahap selanjutnya adalah
melakukan pradimensi ketebalan pada pelat dan pradimensi profil pada gording dan
tangga Kemudian hasil pradimensi akan dikontrol apakah dimensi yang di
asumsikan sudah memenuhi syarat atau belum sesuai dengan besarnya gaya-gaya
dalam yang bekerja pada masing masing struktur sekunder tersebut Jika sudah
memenuhi syarat maka reaksi dari masing masing struktur sekunder tersebut akan
di jadikan beban pada struktur primer Struktur primer yang sudah di pradimensi
akan di analisa dengan menggunakan kombinasi kombinasi beban mati beban hidup
dan beban gempa dengan bantuan software etabs 2015 Selanjutkan output dari
etabs berupa momen lentur gaya lintang dan gaya normal pada masing masing
balok dan kolom akan di kontrol secara manual dengan metode LRFD yang
mengacu kepada SNI 1729 2015
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
82
325 Pengolahan Data
325a Analisa Struktur Manual Dengan Metode LRFD
Pada tahap analisa struktur manual dengan metode LRFD bagian yang akan
dianalisa adalah mengontrol momen lentur dan gaya geser yang terjadi pada balok
komposit Pada kolom di kontrol kombinasi gaya tekan dan lentur dua arah serta
gaya geser Lalu selanjutnya adalah melakukan kontrol terhadap pradimensi apakah
sudah memenuhi syarat atau belum
325b Analisa sambungan balok kolom
Analisa sambungan dilakukan untuk mendapatkan jumlah baut tebal pelat
penyambung tebal las pada Balok dan kolom analisa sambungan pemikul momen
menggunakan momen plastis penampang sebagai momen ultimit sehingga
kekuatan sambungan sama dengan atau lebih besar dari kekuatan profil sedangkan
pada sambungan sendi digunakan gaya geser ultimate sebagai gaya geser rencana
326 Hasil dan Pembahasan
Dimensi struktur sekunder dan dimensi struktur primer yang memenuhi
syarat keamanan dan kenyamanan Rekapitulasi stress ratio pada balok komposit
dan kolom yang ada di struktur primer Stress ratio sendiri adalah perbandingan
gaya terfaktor dibagi dengan gaya terkoreksi yang artinya jika stress ratio lebih
besar dari satu (1) maka struktur dinyatakan tidak memenuhi syarat keamanan
327 Kesimpulan dan Saran
328 Selesai
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
83
BAB IV
HASIL DAN PEMBAHASAN
41 Disain Struktur Sekunder
411 Pelat Floor deck
Gambar 41 Tributari area elevasi +580 m
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat sendiri pelat 012 x 1 x 2400 = 288 kgm
Berat spesi 002 x 1 x 2100 = 42 kgm
Berat keramik 001 x 1 x 2400 = 24 kgm +
qdl = 354 kgm
2 Beban hidup (life load)
Berdasarkan PPPURG 1987 beban hidup untuk lantai pabrik 400 kgm2
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
84
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 354 = 4956 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 354 + 16 x 400 = 10648 kgm
sehingga digunakan qu = 10648 kgm
B Dimensi Floor Deck
Berdasarkan SNI ndash 03 ndash 2847 ndash 2002 pasal 103 didapat momen positif
maximum untuk pelat satu arah adalah
Gambar 42 Distribusi momen untuk pelat satu arah
=
=
= 30422 kg m
Dicoba smartdeck BMT 07 mm
Gambar 43 Diagram tegangan momen kopel (positif) floor deck
d = h ndash c = 120 ndash 255 = 945 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
85
a =
=
= 239867 mm
ϕMn = 08 As fy ( d- )
ϕMn = 08 x 92676 x 550 ( 945 -
)
ϕMn = 33644 kg m gt Mu = 30422 kg m ( OK )
C Dimensi Wiremesh
Berdasarkan SNI ndash 03 ndash 2847 ndash 2002 pasal 103 didapat momen negatif
maximum untuk pelat satu arah adalah
=
=
= 42592 kg m
Dicoba wiremesh M-8 ( AST = 33493 mm2 )
Gambar 44 Diagram tegangan momen kopel (negatif) floor deck
d = h - selimut ndash 05 ϕ = 120 ndash 20 ndash 05 x 8 = 96
a =
=
= 1083 mm
ϕMn = 08 As fy ( d- )
ϕMn = 08 x 33493 x 400 ( 96 -
)
ϕMn = 970955 kg m gt Mu = 42592 kg m ( OK )
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
86
412 Balok Anak Pelat Floor Deck
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat floof deck = 2 x 354 = 708 kgm
Berat WF 300 x 150 x 55 x 8 = 32 = 32 kgm +
qdl = 740 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup pelat = 2 x 400 = 800 kgm
qll = 800 kgm
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 740 = 1036 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 740 + 16 x 800 = 2168 kgm
sehingga digunakan qu = 2168 kgm
B Momen ultimate
MMAX = qu l2
MMAX = 2168 x 82
MMAX = 17344 kg m
C Kontrol momen
- menentukan lebar efektif pelat beton
1 be lt
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
87
be lt
be lt 1
2 be lt bo
be lt 1
sehingga digunakan be = 1 meter
akibat adanya lubang pada floor deck maka digunakan bekivalen
bekivalen =
=
= 810 mm
- Menentukan nilai n
Ebeton = 4700 = 4700 radic25 = 23500
Ebaja = 200000
n = = = 851
- Menentukan lebar transformasi penampang beton
=
= 951 cm
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Pelat Beton 11412 6 68472 Floor Deck 1867 945 17643 Profil WF 3766 245 92267
sum 17045 sum 178382
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
88
ẏ = sum
sum =
= 1046 cm
Titik berat berada di pelat beton
a =
=
= 4938 mm
d1 = 05hprofil + tpelat = 125 + 120 = 245 mm
d2 = hprofil ndash ċ = 120 ndash 1713 = 10287
ϕMn = 09 As fy ( d1- )
ϕMn = 09 x [ 3766 x 240 x ( 245 -
) +118843 550 ( 10287 -
) ]
ϕMn = 1792124 + 102396
ϕMn = 189452 kg m gt Mu = 17344 kg m ( OK )
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
89
D Dimensi Penghubung Geser (Shear Conector)
Gaya horizontal akibat aksi komposit penuh
Vh = 085 a b = 085 x 4938 x 1000 x 25 = 1049325 N
Digunakan Stud connector ⅝rdquo luas satu buah stud connector adalah
Asc = d2 = 158752 =19801 mm2
Kuat geser satu buah shear connector
Qn = 05 Asc lt Rg Rp Asc fu
Qn = 05 x 19801 x radic25 23500 lt 085 x 075 x 19801 x 550
Qn = 7588676 N lt 69427
Jumlah shear connector yang di butuhkan
N = = = 151 ~ 16 buah untuk setengah bentang
Total kebutuhan shear connector adalah 32 buah untuk semua bentang Jika
dipasang dua buah shear connector pada setiap penampang melintang maka
jarak shear connector adalah
S = = 500 mm
Smin = 6d = 6 x 15875 = 9525 mm
Smax = 8t = 8 x 120 = 960 mm
Strans = 4d = 4 x 15875 = 635 mm
Sehingga digunakan shear connector 2 x (⅝rdquo x 65 cm) dengan jarak 20 cm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
90
E Kontrol Geser
Menghitung gaya geser ultimate
Vu = qu l = x 2168 x 8 = 8672 kg
Menghitung gaya geser nominal
ϕVn = 09 (06 fy) h tw
ϕVn = 09 x 06 x 240 x 264 x 55
ϕVn = 20243 kg gt Vu = 8672 kg (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
91
413 Pelat Chekered
Gambar 45 Tributari area elevasi +1070 m
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat pelat 45 mm = 00045 x 1 x 7850 = 35325 kgm
2 Beban hidup (life load)
Berdasarkan PPPURG 1987 beban hidup untuk lantai pabrik 400 kgm2
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 35325 = 49455 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 35325 + 16 x 400 = 68239 kgm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
92
sehingga digunakan qu = 68239 kgm
B Momen Maximum
Berdasarkan SNI ndash 03 ndash 2847 ndash 2002 pasal 103 didapat momen maximum
untuk pelat satu arah adalah
Gambar 46 Distribusi momen untuk pelat satu arah
=
=
= 2557 kg m
C Momen Nominal
ϕMn = 09 zx fy
= 09 x ( b d2 ) x fy
= 09 x ( 1000 x 452 ) x 240
= 10935 kg m gt Mu = 2557 kg m OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
93
414 Siku Pengaku Pelat Lantai Chekred
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat pelat 45 mm = 00045 x 06 x 7850 = 21195 kgm
Berat L 70 x 70 x 6 = 638 = 638 kgm +
= 27575 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup pelat = 06 x 400 = 240 kgm
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 27575 = 35805 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 27575 + 16 x 240 = 41469 kgm
sehingga digunakan qu = 41469 kgm
B Momen Maximum
=
=
= 7465 kg m
C Momen Nominal
My = sx fy
= 7330 x 240
= 17592 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
94
Me =
=
= 13524 kg m
Me gt My
Mn = [ 192 ndash 117 ] Me lt 15 My
= [ 192 ndash 117
] My lt 15 My
= 1498 My lt 15 My
ϕMn = 09 x 1498 x My
= 09 x 1498 x 17592
= 23717 kg m gt Mu = 7465 kg m OK
C Geser Nominal
lt 11
lt 11
1 lt 34785 ~gt cv = 1
ϕVn = 09 06 Aw fy cv
= 09 x 06 x 70 x 7 x 240 x 1
= 63504 kg gt Vu = (05 x l x qu = 2488 kg)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
95
415 Balok Anak Pelat Chekered
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat L 70 x 70 x 6 = 638 x 12 x 13 = 99528 kg
Berat ekivalen siku = =
= 12441 kgm
Berat pelat 45 mm = 00045 x 12 x 7850 = 42390 kgm
Berat WF 200 x 150 x 6 x 9 = 30600 = 30600 kgm
Berat L 70 x 70 x 6 = 12441 = 12441 kgm +
= 85431 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup pelat = 12 x 400 = 480 kgm
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 85431 = 11960 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 76131 + 16 x 480 = 87052 kgm
sehingga digunakan qu = 87052 kgm
B Momen Maximum
=
=
= 696414 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
96
C Menentukan momen nominal
Lp = = radic
36 = 18357 cm
L lt Lp
Mp = zx fy
= [(btf(h-tf)) + 05(h-2tf)2tw)] fy
= [(150 x 9 x (200 ndash 9)) + 05(200 ndash 2 x 9)2 x 6)] x 240
= 857332 kg m
ϕMn = 09 Mp
= 09 x 857332
= 771599 kg m gt Mu = 696414 kg m OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
97
416 Gording
Gambar 47 Rencana atap elevasi +1250 m dan +3550 m
Jarak antara Gording = 14 meter
Panjang gording = 6 meter
Sudut kemiringan atap = 10o
Berat atap (BMT 045) = 657 kgm2
Isolation rockwool = 25 kgm2
Profil gording = CNP 150 x 50 x 20 x 32 = 7 kgm
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat isolation rockwool = 14 x 25 = 35 kgm
Berat atap = 14 x 657 = 92 kgm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
98
Berat gording = 70 = 70 kgm +
qdl = 512 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup di tengah gording = 100 kg
3 Beban angin
Gambar 48 Kecepatan angin
Kecepatan angin maximum adalah 35 KNOT yaitu 6482 kmjam ( 18 ms )
P = = = 2026 kgm2
Tekanan angin minimum di laut dan di tepi laut sampai sejauh 5 km dari pantai
diambil minimum 40 kgm2 Sehingga digunakan tekanan angin 40 kgm2
Koefisien angin tekan = 002α - 04 = 002 (10) - 04 = - 02
Koefisien angin hisap = - 04
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
99
qtekan = -02 x 40 = 8 kgm2
qhisap = -04 x 70 = 16 kgm2
B Menghitung momen momen pada gording
1 akibat beban mati
Mx = qdl cosα = 512 x cos10 x 62 = 226899 kg m
My = qdl sinα = 512 x sin10 x 22 = 445 kg m
2 akibat beban hidup
Mx = P cosα lx = 100 x cos10 x 6 = 147721 kg m
My = P sinα ly = 100 x sin10 x 2 = 8682 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
100
3 akibat beban angin
Mtekan = qwl = (-8) x cos10 x 62 = -3545 kg m
Mhisap = qwl = (-16) x sin10 x 62 = -709 kg m
No Kombinasi Beban Sumbu x Sumbu y 1 14 DL 3176586 623 2 12 DL + 05La 3461393 9681 3 12 DL + 16 La 5086324 192312 4 12 DL + 13 W + 05La 4465911 -188234 5 12 DL + 16 La + 08 W 4802724 -374888 6 09 DL + 13 W 2261938 -8683
Sehingga didapat momen maximum adalah
Mx = 508632 kg m
My = 19231 kg m
C Menentukan momen nominal
Lp = = radic
181 = 92 cm
J = [ 2b + h ]
= [ 2 x 50 x 323 + 150 x 323 ]
= 2730 6667 mm
Cw = [
]
=
[
]
= 750 x 106
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
101
=
=
= 11512931
= 4 2
= 4
]2
= 3141 x 10-4
=
1 1
=
1 1 3141 10 240 70
= 25044 cm
Lp lt L lt Lr
Mp = zx fy
= [(btf(h-tf)) + 05(h-2tf)2tw)] fy
= [(50 x 32 x (150 ndash 32)) + 05(150 ndash 2 x 32)2 x 32)] x 240
= 95963 kg m
Mr = Sx fr
= 37400 x (240 ndash 70)
= 6358 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
102
ϕMnx = 09 ( Mp ndash ( Mp- Mr)
)
= 09 ( 95963 ndash (95963 ndash 6358)
)
= 66984 kg m gt Mu = 508632 kg m OK
ϕMny = 09 Sy fy
= 09 x 8200 x 240
= 17712 kg m gt Mu = 19231 kg m OK
kontrol syarat momen lentur
+ lt 10
+
lt 10
0867 lt 10 OK
D Lendutan
=
+
=
+
= 15194 + 7913
= 23107 mm
=
+
=
+
= 0331 + 0516
= 0846 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
103
δ =
= 23107 0846
= 23122 mm
δizin = = = 25 mm gt δ = 23112 mm OK
417 Sagrod (Batang Tarik)
Gambar 49 Rencana sagrod
Rencana digunakan sagrod Oslash 10 mm
A Beban yang bekerja
1 Beban mati
- Gording luar
Berat atap = 2 x 14 x 657 x sin 10o = 31944 kg
Berat gording = 2 x 7 x sin 10o = 24310 kg +
sum = 56254 kg
- Gording dalam
Berat atap = 2 x 14 x 657 x sin 10o = 31944 kg
Berat gording = 2 x 7 x sin 10o = 24310 kg
Isolation rockwoll = 2 x 14 x 25 x sin 10o = 121553 kg +
sum = 177807 kg
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
104
2 Beban hidup
- Gording luar
Beban tak terduga = 200 x sin 10o = 347296 kg
- Gording dalam
Beban tak terduga = 100 x sin 10o = 173648 kg
B Gaya ultimate pada sagrod
PDL = Gording Luar + 10 Gording Dalam + Berat sagrod
= 56254 + (10 x 177807) + (0617 x 14)
= 1920704 kg
PLL = Gording Luar + 10 Gording Dalam
= 347296 + (10 x 173648)
= 2083776 kg
Kombinasi Pu kg
14 DL 288899
12DL + 16LL 563888
Digunakan 2 buah sagrod sehingga Pu sagrod adalah 5638882 = 281944 kg
C Menentukan Gaya Nominal Sagrod
Kekuatan leleh tarik pada penampang bruto
ϕPn = 09Asfy
= 09 x 785 x 240
= 16955 kg
Kekuatan tarik pada penampang netto
ϕPn = 075Asfu
= 075 x (09 x 785) x 370
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
105
= 19605 kg
Sehingga ʹϕPn yang digunakan adalah 16955 kg
Stress ratio = =
= 017 lt 1 OK
418 Ikatan Angin
Ikatan angin akan didisain menggunakan besi beton karena kelangsingan besi
beton sangat kecil maka batang hanya didisain terhadap tarik
Gambar 410 Tributri area ikatan angin
Dicoba menggunakan ikatan angin Oslash 22 mm
Data data geometri
x = 12 tanα = 12 tan 10o = 21159 m
h1 = 71 + x = 71 + 21159 = 92159 m
β
60925 60925 60925 60925
60000
60000 60000 60000 60000
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
106
h2 = 71 + 075x = 71 + 15869 = 86869 m
h3 = 71 + 025x = 71 + 05289 = 76289 m
tan β =
= 09848 β = 445617o
sin β = 07016
cos β = 07126
Koefisien angin C = 09
F1 = CPa λ
= 09 x 40 x 6 x
= 193350 kg
F2 = CPa λ
= 09 x 40 x 6 x
= 176210 kg
F3 = CPa λ
= 09 x 40 x 6 x
= 159072 kg
R = 05F1 + F2 + F3 = 96675 + 176210 + 159072 = 431957 kg
A Gaya Ultimate Pada Ikatan Angin
Gaya batang akan dihitung dengan menggunakan analisa keseimbangan titik
buhul
- Titik A
sumV = 0 sum H = 0
R + S1 = 0 H1 = 0
S1 = - R
S1 = - 431957 kg
- Titik B
sumV = 0 sum H = 0
F3 + S1 + D1sinβ = 0 H2 + D1cosβ = 0
D1 = -
H2 = - D1cosβ
R
S1
H1
H2
S1
F3
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
107
S1
D1 = -
H2 = - 388946 x 07124
D1 = 388946 kg H2 = - 277085 kg
- Titik C
sumV = 0 sum H = 0
S2 + D1sinβ = 0 H3 ndash H1 - D1cosβ = 0
S2 = - D1sinβ H3 = 0 + D1cosβ
S2 = - 388946 x 07016 H3 = 388946 x 07124
S2 = - 272885 kg H2 = 277085 kg
- Titik D
sumV = 0
F2 + S2+ D2sinβ = 0
D2 = -
D2 = -
D2 = 137792 kg
Gaya batang maximum pada ikatan angin 388946 kg
Pu = 16 WL = 16 x 388946 = 622314 kg
B Gaya Nominal Ikatan Angin
Kekuatan leleh tarik pada penampang bruto
ϕPn = 09Asfy
= 09 x 3801 x 240
= 821016 kg
Kekuatan tarik pada penampang netto
ϕPn = 075Asfu
= 075 x (09 x 3801) x 370
= 949299 kg
H3 H1
S2
F2
H2 H4
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
108
Sehingga ʹϕPn yang digunakan adalah 821016 kg
Stress ratio = =
= 076 lt 1 OK
419 Tangga
Gambar 411 Rencana tangga
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Pipa 15rdquo 36 x [ (2x4942) + (8x1) + (4x03)] = 687 kg
Pipa 1rdquo = 18 x [ (4x4942) + (8x03)] = 399 kg
Pelat 45 mm = 35325 x 03 x 1 x 16 = 1696 kg +
= 27816 kg
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
109
= =
= 56285 kgm
Digunakan profil UNP 200 x 80 x 75 x 11
= +
= 56285 + 246
= 80885 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup tangga = 400 kgm
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 80885 = 113239 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 80885 + 16 x 400 = 737062 kgm
sehingga digunakan qu = 737062 kgm untuk 2 profil kanal beban untuk 1
profil kanal adalah = 368521 kgm
B Momen maximum
Mu = q = 368521 x 4942 = 11251 kg m
C Momen nominal
Lp = = radic
238 = 121366 cm
b = b ndash 05tw
= 80 ndash (05 x 75)
= 7625 mm
h = h - tf
= 200 - 11
= 189 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
110
J = [ 2brsquo + hrsquo ]
= [ 2 x 7625 x 113 + 189 x 753 ]
= 94237291 mm
Cw = [
]
=
[
]
=
[
]
= 120 x 108
=
=
= 2474747
= 4 2
= 4
]2
= 18143 x 10-5
=
1 1
=
1 1 18143 10 240 70
= 51792 cm
Lp lt L lt Lr
Mp = zx fy
= [(btf(h-tf)) + 05(h-2tf)2tw)] fy
= [(80 x 11 x (200 ndash 11)) + 05(200 ndash 2 x 11)2 x 75)] x 240
= 684324 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
111
Mr = sx fr
= 195000 x (240 ndash 70)
= 3315 kg m
ϕMnx = 09 ( Mp ndash ( Mp- Mr)
)
= 09 ( 684324 ndash (684324 ndash 3315)
)
= 352568 kg m gt Mu = 11251 kg m OK
42 Disain Struktur Primer
421 Beban beban yang bekerja
4211 Beban gravitasi
a Beban pada floor deck
- Beban mati tambahan (dead load)
Berat spesi 002 x 1 x 2100 = 42 kgm
Berat keramik 001 x 1 x 2400 = 24 kgm +
qdl = 66 kgm
adapun berat sendiri profil dihitung dengan software etabs 2015
- Beban hidup (life load)
Berdasarkan PPPURG 1987
Beban hidup rencana untuk lantai pabrik = 400 kgm2
Koefisien reduksi untuk perencanaan balok induk = 100
Koefisien reduksi untuk peninjauan terhadap masa gempa = 090
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
112
b Beban pada lantai chekered plate
- Beban mati tambahan (dead load)
Berat per 6 meter luas L 70 x 70 x 6 = 638 x 6 x 9 = 34452 kg
Berat ekivalen siku = =
= 957 kgm
- Beban hidup (life load)
Berdasarkan PPPURG 1987
Beban hidup rencana untuk lantai pabrik = 400 kgm2
Koefisien reduksi untuk perencanaan balok induk = 100
Koefisien reduksi untuk peninjauan terhadap masa gempa = 090
4212 Beban angin
- Dinding vertical
Di pihak angin = + 09 x 40 = + 36 kgm2
Di belakang angin = - 04 x 40 = - 16 kgm2
- Atap segi-tiga dengan sudut kemiringan α 10o
Koefisien angin tekan = 002α - 04 = 002 (10) - 04 = - 02
Koefisien angin hisap = - 04
qtekan = -02 x 40 = -8 kgm2
qhisap = -04 x 70 = -16 kgm2
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
113
4213 Beban gempa
Jenis pemamfaatan bangunan = Pabrik (kategori risiko II tabel 27)
Faktor keutamaan gempa Ie = 1 (tabel 28)
Ss = 05g
S1 = 03g
Jenis tanah = Keras (kelas C)
Fa = 12 ( tabel 211 dengan input Ss = 05 )
Fs = 15 ( tabel 212 dengan input S1 = 03 )
SDS = Fa Ss = 12 05 = 040
SD1 = FV S1 = 15 03 = 030
Gambar 412 Respon spectra rencana
Berdasarkan SDS gedung berada di kategori risiko C ( tabel 213 )
Berdasarkan SD1 gedung berada di kategori risiko D ( tabel 214 )
00000
00500
01000
01500
02000
02500
03000
03500
04000
04500
0000 1000 2000 3000 4000 5000
S
T
MEDAN TANAH KERAST S
0000 01600
0075 02800
0113 03400
0150 04000
0750 04000
0750 04000
0830 03614
3070 00977
3310 00906
3550 00845
4030 00744
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
114
Sehingga bangunan akan direncanakan dengan kategori risiko D yaitu sistem
rangka baja pemikul momen khusus Adapun nilai koefisien modifikasi respons
(R) faktor kuat lebih (Ω) dan faktor pembesaran defleksi (cd) adalah
Koefisien modifikasi respons (R) = 8
Faktor kuat lebih (Ω) = 3
Faktor pembesaran defleksi (cd) = 55
1 Gaya gempa statik ekivalen
- Menentukan T
- Ta = Ct -gt Ct = 0724 x = 08 ( tabel 213 )
= 00724 x 37614
= 1318 detik
Tmax = Cu Ta -gt Cu = 14 ( tabel 214 )
= 14 1318
= 1845 detik
Tc = Tx 3438 Ty -3231
Sehingga digunakan T = 1845
- Menentukan nilai C
Cmin = 0044 SDS I gt 001
= 0044 040 1 gt 001
= 00176
Cs = =
= 005
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
115
Cs = =
= 0020
Sehingga digunakan Cs = 0020
- Menentukan berat struktur
Beban mati
Tabel 41 Beban mati struktur (rangka)
Tabel 42 Beban mati struktur (Atap partisi diafragma dll)
Sehingga beban mati total struktur adalah 46021142 kg
Adapun beban hidup total permeter luas adalah 09 x 400 = 360 kgm2
No Jenis Beban Sendiri q kgm L m W Kg
1 H 350 X 350 X 12 X 19 13700 42813 5865313
2 H 300 X 300 X 10 X 15 9400 16583 1558785
3 IWF 300 X 150 X 65 X 9 3670 192448 7062838
4 IWF 350 X 175 X 7 X 11 4960 26850 1331760
5 IWF 250 X 125 X 6 X 9 2960 16455 487059
6 IWF 200 X 200 X 8 X 12 4990 4640 231536
7 IWF 200 X 100 X 55 X 8 2130 135712 2890659
8 CNP 700 85280 596960
9 Sagrod 062 29242 18042
10 Ikatan angin 298 23758 70894
sum 20113845
No Jenis Beban Sendiri q kgm2 A m2 W Kg
1 Floor deck 28800 52636 15159168
2 Chekered plate 45 mm 4777 184206 8798611
3 Clading 446 2200 9812
4 Spandek 498 64700 322206
5 Isolation Rockwool 2500 64700 1617500
sum 25907297
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
116
Tabel 43 Beban hidup struktur
No Beban Hidup q kgm2 A m2 W Kg
1 Floor deck 36000 52636 18948960
2 Chekered plate 45 mm 36000 184206 66314244
sum 85263204
Sehingga berat struktur adalah
WT = WDL + WLL
= 25907297 + 85263204
= 131284346 kg
- Menentukan gaya geser dasar
V = Cs WT
= 0020 131284346
= 2668381 kg
2 Analisis spectrum respons ragam
- Kontrol partisipasi massa ragam
Tabel 44 Waktu getar alami dan partisipasi massa
Case ModePeriod Selisih Waktu
Getar Alami Sum UX Sum UY Sum UZ
sec
Modal 1 3438 870 06918 00161 00022
Modal 2 3139 1911 07121 06293 00025
Modal 3 2539 666 07818 06293 00028
Modal 4 237 1139 0782 06297 00032
Modal 5 21 3948 0782 07018 00037
Modal 6 1271 582 0786 07024 00065
Modal 7 1197 635 09305 07037 00066
Modal 8 1121 660 09308 07038 00084
Modal 9 1047 669 09308 07057 00086
Modal 10 0977 379 09311 07792 00088
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
117
Tabel 44 Waktu getar alami dan partisipasi massa (lanjutan)
Case ModePeriod Selisih Waktu
Getar Alami Sum UX Sum UY Sum UZ
sec
Modal 11 094 1649 09318 08848 00096
Modal 12 0785 382 09332 08849 00099
Modal 13 0755 252 0959 08885 00099
Modal 14 0736 095 09612 09008 00117
Modal 15 0729 727 09627 09114 00125
Modal 16 0676 459 09751 09119 00125
Modal 17 0645 698 09799 09121 00125
Analisa modal pada software etabs 2015 menunjukan bahwa
perbedaan waktu getar sangat sedikit sehingga untuk selanjutnya digunakan
metoda kombinasi kuadrat lengkap (CQC) Pada mode ke 7 partisipasi
massa pada UX sudah mencapai 93 dan pada mode ke 14 partisipasi
massa pada UY sudah mencapai 90 sehingga sudah memenuhi syarat
minimal (90)
- Kontrol base reaction
Tabel 45 Base Reaction
Load CaseCombo
FX FY FZ
KN KN KN
RS U1 Max 2366839 325487 10303
RS U2 Max 290655 2367369 22637
085 VStatik gt VDinamik
085 2668381 gt 2367369
226812 lt 2367369 (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
118
4214 Beban notional
Untuk struktur yang menahan beban gravitasi terutama melalui kolom dinding
atau portal vertikal nominal diijinkan menggunakan beban notional untuk mewakili
efek ketidaksempurnaan awal Beban notional harus digunakan sebagai beban
lateral pada semua levelbeban national di hitung otomatis dari program ETABS
2015 dengan nominal 0002 α Yi untuk mewakili ketidaksempurnaan awal dan
0001 α Yi untuk kekakuan lentur sehingga
Ni = 0003 α Yi
Gambar 413 Beban notional pada etabs 2015
Beban tersebut di distribusikan arah orthogonal baik untuk beban grafitasi beban
hidup maupun beban grafitasi akibat beban mati
422 Kombinasi beban
Struktur akan didisain dengan gempa termasuk gaya seismic vertikal dan
faktor redundansi Gaya seismic vertikal adalah
Ev = 02 SDS DL
= 02 040 DL
= 008 DL
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
119
Faktor redundansi untuk kategori desain seismik DE dan F adalah 13 sehingga
kombinasi pembebanan menjadi
1 14D
2 12D + 16L + 05(Lr atau R)
3 12D + 16(Lr atau R) + (L atau 05W)
4 12D + 10 W + L + 05(Lr atau R)
5 12D + 10 E + L -gt 13D + 13E + L
6 09D + 10 W
7 09D + 10 E -gt 08D + 13E
423 Kontrol Driff
Tabel 46 Simpangan antar lantai akibat gempa X
Elevasi h SUMBU X SUMBU Y ∆IZIN KETERANGAN
m mm δse (mm) δx (mm) ∆x (mm) δse (mm) δy (mm) ∆y (mm) mm
355 4100 80 440 2585 15 825 385 82 OK
314 3000 753 41415 2035 143 7865 33 60 OK
284 3000 716 3938 2695 137 7535 275 60 OK
254 3000 667 36685 363 132 726 33 60 OK
224 3000 601 33055 4345 126 693 44 60 OK
194 3000 522 2871 4565 118 649 495 60 OK
164 2650 439 24145 3905 109 5995 66 53 OK
1375 3050 368 2024 407 97 5335 1155 61 OK
107 4900 294 1617 7535 76 418 253 98 OK
58 5800 157 8635 8635 3 165 165 116 OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
120
Gambar 414 Grafik simpangan antar lantai VS elevasi akibat gempa - X
Tabel 47 Simpangan antar lantai akibat gempa Y
Elevasi h SUMBU X SUMBU Y ∆IZIN KETERANGAN
m mm δse (mm) δx (mm) ∆x (mm) δse (mm) δy (mm) ∆y (mm) mm
355 4100 398 742 35 742 4081 1925 82 OK
314 3000 371 707 27 707 38885 1485 60 OK
284 3000 35 68 3 68 374 165 60 OK
254 3000 324 65 43 65 3575 2365 60 OK
224 3000 288 607 56 607 33385 308 60 OK
194 3000 246 551 68 551 30305 374 60 OK
164 2650 201 483 68 483 26565 374 53 OK
1375 3050 164 415 92 415 22825 506 61 OK
107 4900 127 323 182 323 17765 80 98 OK
58 5800 62 141 141 141 9765 9765 116 OK
0
5
10
15
20
25
30
35
40
0 20 40 60 80 100 120 140
ELEV
ASI
STORY DRIFT
GRAFIK STORY DRIFT vs ELEVASI
DRIFT X
DRIFT Y
DRIFT IZIN
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
121
Gambar 415 Grafik simpangan antar lantai VS elevasi akibat gempa - Y
424 Kontrol Profil
4241 Kolom 350 x 350 x 12 x 19 ( A = 1739 cm2 )
Ix = 40300 cm4 Zx = 24931
Iy = 13600 cm4 Zy = 11749
Sx = 2300 cm3 Lp = 449 m
Sy = 776 cm3 Lr = 1718 m
rx = 152 cm Mp = 5983 KN m
ry = 884 cm Mr = 391 KN m
Panjang tidak terkekang lateral = 58 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
0
5
10
15
20
25
30
35
40
0 20 40 60 80 100 120 140
ELEV
ASI
STORY DRIFT
GRAFIK STORY DRIFT vs ELEVASI
DRIFT X
DRIFT Y
DRIFT IZIN
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
122
a Kapasitas kolom terhadap tekan
λ = lt 471
=
lt 471
= 65611 lt 13797
fe =
=
= 45890 MPa
lt 225
lt 225
0522 lt 225
Sehingga tegangan keritis adalah
fcr = 0658 fy
= 0658 240
= 19698 MPa
ϕPn = 09 fcr A
= 09 19698 17390
= 308307 KN
b Kapasitas kolom terhadap momen sumbu x
L = 58 m
Lp = 449 m
Lr = 1718 m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
123
didapat Lp lt L lt Lr sehingga momen ultimate adalah
Mn = Cb [Mp ndash ( Mp- Mr)
]
= 1 [5983 - (5983 ndash 391)
]
= 57694 KN m
ϕ Mn = 09 57694
= 51924 KN m
c Kapasitas kolom terhadap momen sumbu y
ϕ Mn = 09 Zy fy
= 09 11749 240
= 25377 KN m
Tabel 48 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 350 x 350 x 12 x 19
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
14DL 0 -50108 -439 -693 PuϕPn lt 02 0114
14DL 275 -49599 076 340 PuϕPn lt 02 0092
14DL 55 -49090 565 1356 PuϕPn lt 02 013
12DL + 16LL 0 -234590 -1264 -1380 PuϕPn gt 02 0846
12DL + 16LL 275 -234153 104 786 PuϕPn gt 02 0794
12DL + 16LL 55 -233716 1360 2854 PuϕPn gt 02 0871
12DL + 16LL + 05WL-X 0 -237561 -1198 2174 PuϕPn gt 02 0867
12DL + 16LL + 05WL-X 275 -237124 116 2293 PuϕPn gt 02 083
12DL + 16LL + 05WL-X 55 -236688 1312 2004 PuϕPn gt 02 0865
12DL + 16LL + 05WL-Y 0 -234440 -2572 -1245 PuϕPn gt 02 0889
12DL + 16LL + 05WL-Y 275 -234003 -342 865 PuϕPn gt 02 0803
12DL + 16LL + 05WL-Y 55 -233567 2144 2857 PuϕPn gt 02 0898
12DL + LL + WL-X 0 -168693 -156 6011 PuϕPn gt 02 0668
12DL + LL + WL-X 275 -168257 257 3604 PuϕPn gt 02 0629
12DL + LL + WL-X 55 -167820 583 512 PuϕPn gt 02 0586
12DL + LL + WL-Y 0 -162386 -4668 -795 PuϕPn gt 02 0716
12DL + LL + WL-Y 275 -161949 -1059 776 PuϕPn gt 02 0588
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
124
Tabel 48 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 350 x 350 x 12 x 19 (lanjutan)
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
12DL + LL + WL-Y 55 -161513 3203 2242 PuϕPn gt 02 0686
13DL + LL + ρRS-X Max 0 -161904 5293 4622 PuϕPn gt 02 0802
13DL + LL + ρRS-X Max 275 -161431 1821 3150 PuϕPn gt 02 0653
13DL + LL + ρRS-X Max 55 -160958 5145 3377 PuϕPn gt 02 0772
13DL + LL + ρRS-X Min 0 -171412 -7624 -5979 PuϕPn gt 02 0938
13DL + LL + ρRS-X Min 275 -170939 -1731 -1543 PuϕPn gt 02 0654
13DL + LL + ρRS-X Min 55 -170466 -2792 1061 PuϕPn gt 02 0681
13DL + LL + ρRS-Y Max 0 -157108 2483 11576 PuϕPn gt 02 0806
13DL + LL + ρRS-Y Max 275 -156635 990 6117 PuϕPn gt 02 0659
13DL + LL + ρRS-Y Max 55 -156162 2686 4441 PuϕPn gt 02 0688
13DL + LL + ρRS-Y Min 0 -177929 -3506 -10847 PuϕPn gt 02 0899
13DL + LL + ρRS-Y Min 275 -177456 -609 -3714 PuϕPn gt 02 0673
13DL + LL + ρRS-Y Min 55 -176983 -1052 -492 PuϕPn gt 02 0632
09DL + WL-X 0 -38166 033 6660 PuϕPn lt 02 0193
09DL + WL-X 275 -37839 110 3230 PuϕPn lt 02 013
09DL + WL-X 55 -37511 161 -829 PuϕPn lt 02 0085
09DL + WLY 0 -31859 -4479 -146 PuϕPn lt 02 0233
09DL + WLY 275 -31532 -1205 402 PuϕPn lt 02 0108
09DL + WLY 55 -31204 2781 901 PuϕPn lt 02 0179
08DL + ρRS-X Max 0 -23960 6089 5031 PuϕPn lt 02 0377
08DL + ρRS-X Max 275 -23669 1794 2588 PuϕPn lt 02 016
08DL + ρRS-X Max 55 -23378 4359 1901 PuϕPn lt 02 0248
08DL + ρRS-X Min 0 -33468 -6828 -5570 PuϕPn lt 02 0432
08DL + ρRS-X Min 275 -33177 -1757 -2105 PuϕPn lt 02 0165
08DL + ρRS-X Min 55 -32886 -3578 -415 PuϕPn lt 02 0204
08DL + ρRS-Y Max 0 -18520 2830 11228 PuϕPn lt 02 0359
08DL + ρRS-Y Max 275 -18229 860 5259 PuϕPn lt 02 0166
08DL + ρRS-Y Max 55 -17938 2141 3132 PuϕPn lt 02 0175
08DL + ρRS-Y Min 0 -39341 -3159 -11196 PuϕPn lt 02 0406
08DL + ρRS-Y Min 275 -39050 -739 -4572 PuϕPn lt 02 0182
08DL + ρRS-Y Min 55 -38759 -1596 -1801 PuϕPn lt 02 0162
Stress ratio maximum adalah 0938 lt 1 OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
125
d Kapasitas kolom terhadap geser
Tabel 49 Resume gaya geser Kolom 350 x 350 x 12 x 19
V2 kN V3 kN
Vmax 18049 9887
Vmin -22158 -15602
- Kontrol terhadap geser sumbu x
ϕVn = 09 06 Aw fy
= 09 06 3744 240
= 48522 KN gt 22158 OK
- Kontrol terhadap geser sumbu y
ϕVn = 09 06 Af fy
= 09 06 12844 240
= 16645 KN gt 156 OK
4242 Kolom 300 x 300 x 10 x 15 ( A = 1198 cm2 )
Ix = 20400 cm4 Zx = 14647 cm3
Iy = 6750 cm4 Zy = 6817 cm3
Sx = 1360 cm3 Lp = 381 m
Sy = 450 cm3 Lr = 1376 m
rx = 131 cm Mp = 3515 KN m
ry = 751 cm Mr = 2312 KN m
Panjang tidak terkekang laterar = 3 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
126
a Kapasitas kolom terhadap tekan
λ = lt 471
=
lt 471
= 39947 lt 13797
fe =
=
= 123797 MPa
lt 225
lt 225
01938 lt 225
Sehingga tegangan keritis adalah
fcr = 0658 fy
= 0658 240
= 221295 MPa
ϕPn = 09 fcr A
= 09 221295 11980
= 2386003 KN
b Kapasitas kolom terhadap momen sumbu x
L = 3 m
Lp = 381 m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
127
didapat Lp gt L sehingga momen ultimate adalah
Mn = Mp
= 35152 KN m
ϕ Mn = 09 35152
= 319376 KN m
c Kapasitas kolom terhadap momen sumbu y
ϕ Mn = 09 Zy fy
= 09 6817 240
= 147247 KN m
Tabel 410 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 300 x 300 x 10 x 15
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
14DL 0 -12254 -884 -306 PuϕPn lt 02 0096
14DL 275 -12082 -141 072 PuϕPn lt 02 0038
14DL 55 -11910 605 449 PuϕPn lt 02 0081
12DL + 16LL 0 -53658 -6540 -1683 PuϕPn gt 02 0667
12DL + 16LL 275 -53510 -1187 515 PuϕPn gt 02 0311
12DL + 16LL 55 -53362 4228 2705 PuϕPn gt 02 0555
12DL + 16LL + 05WL-X 0 -53789 -6536 -1139 PuϕPn gt 02 0652
12DL + 16LL + 05WL-X 275 -53641 -1183 464 PuϕPn gt 02 031
12DL + 16LL + 05WL-X 55 -53494 4231 2060 PuϕPn gt 02 0538
12DL + 16LL + 05WL-Y 0 -54867 -7138 -1717 PuϕPn gt 02 071
12DL + 16LL + 05WL-Y 275 -54719 -1176 504 PuϕPn gt 02 0315
12DL + 16LL + 05WL-Y 55 -54572 4762 2715 PuϕPn gt 02 0593
12DL + LL + WL-X 0 -37583 -4262 -046 PuϕPn lt 02 037
12DL + LL + WL-X 275 -37435 -786 246 PuϕPn lt 02 014
12DL + LL + WL-X 55 -37287 2730 534 PuϕPn lt 02 0281
12DL + LL + WL-Y 0 -40160 -5753 -1248 PuϕPn lt 02 0515
12DL + LL + WL-Y 275 -40012 -752 319 PuϕPn lt 02 0145
12DL + LL + WL-Y 55 -39864 4114 1881 PuϕPn lt 02 0423
13DL + LL + ρRS-X Max 0 -34864 -2278 258 PuϕPn lt 02 0236
13DL + LL + ρRS-X Max 275 -34704 -448 634 PuϕPn lt 02 0124
13DL + LL + ρRS-X Max 55 -34544 4920 3224 PuϕPn lt 02 0509
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
128
Tabel 410 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 300 x 300 x 10 x 15
(lanjutan)
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
13DL + LL + ρRS-X Min 0 -42010 -6668 -2496 PuϕPn lt 02 062
13DL + LL + ρRS-X Min 275 -41850 -1139 041 PuϕPn lt 02 0167
13DL + LL + ρRS-X Min 55 -41690 930 353 PuϕPn lt 02 0162
13DL + LL + ρRS-Y Max 0 -36078 -3269 1785 PuϕPn lt 02 0355
13DL + LL + ρRS-Y Max 275 -35917 -644 806 PuϕPn lt 02 0145
13DL + LL + ρRS-Y Max 55 -35757 3829 4637 PuϕPn lt 02 0482
13DL + LL + ρRS-Y Min 0 -40673 -5470 -3709 PuϕPn lt 02 0574
13DL + LL + ρRS-Y Min 275 -40513 -955 -183 PuϕPn lt 02 0156
13DL + LL + ρRS-Y Min 55 -40353 1791 -1478 PuϕPn lt 02 0253
09DL + WL-X 0 -8094 -537 895 PuϕPn lt 02 0082
09DL + WL-X 275 -7983 -084 -055 PuϕPn lt 02 0025
09DL + WL-X 55 -7872 371 -1002 PuϕPn lt 02 0074
09DL + WLY 0 -10671 -2028 -307 PuϕPn lt 02 017
09DL + WLY 275 -10560 -050 019 PuϕPn lt 02 0027
09DL + WLY 55 -10449 1755 346 PuϕPn lt 02 0153
08DL + ρRS-X Max 0 -3468 1674 1216 PuϕPn lt 02 016
08DL + ρRS-X Max 275 -3370 266 336 PuϕPn lt 02 0036
08DL + ρRS-X Max 55 -3271 2356 1674 PuϕPn lt 02 022
08DL + ρRS-X Min 0 -10614 -2716 -1539 PuϕPn lt 02 0256
08DL + ρRS-X Min 275 -10516 -426 -258 PuϕPn lt 02 006
08DL + ρRS-X Min 55 -10417 -1633 -1197 PuϕPn lt 02 0171
08DL + ρRS-Y Max 0 -4709 606 2625 PuϕPn lt 02 0135
08DL + ρRS-Y Max 275 -4610 075 529 PuϕPn lt 02 0032
08DL + ρRS-Y Max 55 -4512 1354 3250 PuϕPn lt 02 0205
08DL + ρRS-Y Min 0 -9304 -1595 -2869 PuϕPn lt 02 0219
08DL + ρRS-Y Min 275 -9206 -236 -459 PuϕPn lt 02 005
08DL + ρRS-Y Min 55 -9107 -684 -2866 PuϕPn lt 02 0157
Stress ratio maximum adalah 0710 lt 1 OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
129
d Kapasitas kolom terhadap geser
Tabel 411 Resume gaya geser Kolom 300 x 300 x 10 x 15
V2 kN V3 kN
Vmax 18748 9962
Vmin -29322 -43951
- Kontrol terhadap geser sumbu x
ϕVn = 09 06 Aw fy
= 09 06 2700 240
= 34992 KN gt 29322 KN (OK)
- Kontrol terhadap geser sumbu y
ϕVn = 09 06 Af fy
= 09 06 8700 240
= 112752 KN gt 43951 KN (OK)
4243 Kolom 200 x 200 x 8 x 12 ( A = 6353 cm2 )
Ix = 4720 cm4 Zx = 5131 cm3
Iy = 1600 cm4 Zy = 2428 cm3
Sx = 472 cm3 Lp = 255 m
Sy = 160 cm3 Lr = 1072 m
rx = 862 cm Mp = 1231 KN m
ry = 502 cm Mr = 802 KN m
Panjang tidak terkekang laterar = 58 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
130
a Kapasitas kolom terhadap tekan
λ = lt 471
=
lt 471
= 115538 lt 13797
fe =
=
= 14799 MPa
lt 225
lt 225
1621 lt 225
Sehingga tegangan keritis adalah
fcr = 0658 fy
= 0658 240
= 121737 MPa
ϕPn = 09 fcr A
= 09 121737 6353
= 696056 KN
b Kapasitas kolom terhadap momen sumbu x
L = 58 m
Lp = 255 m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
131
Lr = 1072 m
didapat Lp lt L lt Lr sehingga momen ultimate adalah
Mn = Cb [Mp ndash ( Mp- Mr)
]
= 1 [123144 - (123144 ndash 8024)
]
= 106077 KN m
ϕ Mn = 09 106077
= 9547 KN m
c Kapasitas kolom terhadap momen sumbu y
ϕ Mn = 09 Zy fy
= 09 2428 240
= 524448 KN m
Tabel 412 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 200 x 200 x 8 x 12
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
14DL 0 -2195 -043 -037 PuϕPn lt 02 0028
14DL 275 -2006 004 001 PuϕPn lt 02 0016
14DL 55 -1818 049 038 PuϕPn lt 02 0027
12DL + 16LL 0 -4566 -141 -070 PuϕPn lt 02 0068
12DL + 16LL 275 -4405 007 018 PuϕPn lt 02 0035
12DL + 16LL 55 -4243 152 107 PuϕPn lt 02 0071
12DL + 16LL + 05WL-X 0 -3107 -138 483 PuϕPn lt 02 0100
12DL + 16LL + 05WL-X 275 -2945 008 053 PuϕPn lt 02 0029
12DL + 16LL + 05WL-X 55 -2784 150 -378 PuϕPn lt 02 0089
12DL + 16LL + 05WL-Y 0 -4677 -384 -090 PuϕPn lt 02 0117
12DL + 16LL + 05WL-Y 275 -4516 -011 019 PuϕPn lt 02 0037
12DL + 16LL + 05WL-Y 55 -4354 364 127 PuϕPn lt 02 0115
12DL + LL + WL-X 0 -622 005 1055 PuϕPn lt 02 0116
12DL + LL + WL-X 275 -461 014 081 PuϕPn lt 02 0015
12DL + LL + WL-X 55 -299 021 -895 PuϕPn lt 02 01
12DL + LL + WL-Y 0 -3816 -763 -100 PuϕPn lt 02 0184
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
132
Tabel 412 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 200 x 200 x 8 x 12
(lanjutan)
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
12DL + LL + WL-Y 275 -3655 -041 014 PuϕPn lt 02 0036
12DL + LL + WL-Y 55 -3493 686 126 PuϕPn lt 02 017
13DL + LL + ρRS-X Max 0 -1973 939 590 PuϕPn lt 02 0255
13DL + LL + ρRS-X Max 275 -1798 079 054 PuϕPn lt 02 0034
13DL + LL + ρRS-X Max 55 -1623 1078 567 PuϕPn lt 02 0277
13DL + LL + ρRS-X Min 0 -5225 -1217 -612 PuϕPn lt 02 0334
13DL + LL + ρRS-X Min 275 -5050 -072 -025 PuϕPn lt 02 0053
13DL + LL + ρRS-X Min 55 -4875 -791 -486 PuϕPn lt 02 0237
13DL + LL + ρRS-Y Max 0 340 425 1491 PuϕPn lt 02 024
13DL + LL + ρRS-Y Max 275 514 043 110 PuϕPn lt 02 0024
13DL + LL + ρRS-Y Max 55 689 462 1152 PuϕPn lt 02 0214
13DL + LL + ρRS-Y Min 0 -6918 -505 -1281 PuϕPn lt 02 0281
13DL + LL + ρRS-Y Min 275 -6743 -023 -068 PuϕPn lt 02 006
13DL + LL + ρRS-Y Min 55 -6569 -343 -1273 PuϕPn lt 02 0246
09DL + WL-X 0 1511 008 1085 PuϕPn lt 02 0126
09DL + WL-X 275 1632 006 070 PuϕPn lt 02 0021
09DL + WL-X 55 1753 004 -947 PuϕPn lt 02 0113
09DL + WLY 0 -1682 -761 -069 PuϕPn lt 02 0165
09DL + WLY 275 -1561 -049 003 PuϕPn lt 02 0021
09DL + WLY 55 -1440 668 075 PuϕPn lt 02 0146
08DL + ρRS-X Max 0 412 1035 596 PuϕPn lt 02 0263
08DL + ρRS-X Max 275 519 077 041 PuϕPn lt 02 0023
08DL + ρRS-X Max 55 627 978 534 PuϕPn lt 02 0247
08DL + ρRS-X Min 0 -2840 -1120 -606 PuϕPn lt 02 0298
08DL + ρRS-X Min 275 -2733 -074 -038 PuϕPn lt 02 0038
08DL + ρRS-X Min 55 -2625 -891 -519 PuϕPn lt 02 0244
08DL + ρRS-Y Max 0 2516 453 1421 PuϕPn lt 02 0254
08DL + ρRS-Y Max 275 2624 036 093 PuϕPn lt 02 0036
08DL + ρRS-Y Max 55 2731 420 1186 PuϕPn lt 02 0224
08DL + ρRS-Y Min 0 -4742 -477 -1350 PuϕPn lt 02 0267
08DL + ρRS-Y Min 275 -4634 -030 -085 PuϕPn lt 02 0048
08DL + ρRS-Y Min 55 -4527 -385 -1239 PuϕPn lt 02 0236
Stress ratio maximum adalah 0334 lt 1 (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
133
e Kapasitas kolom terhadap geser
Tabel 413 Resume gaya geser Kolom 200 x 200 x 8 x 12
V2 kN V3 kN
Vmax 4961 3345
Vmin ‐45461 ‐40182
- Kontrol terhadap geser sumbu x
ϕVn = 09 06 Aw fy
= 09 06 1408 240
= 18247 KN gt 4961 OK
- Kontrol terhadap geser sumbu y
ϕVn = 09 06 Af fy
= 09 06 4512 240
= 584755 KN gt 40182 OK
4244 Balok Komposit 300 x 150 x 65 x 9 ( A = 4678 cm2 )
Ix = 7210 cm4 Zx = 522 cm3
Iy = 508 cm4 Zy = 1042 cm3
Sx = 481 cm3 Lp = 167 m
Sy = 677 cm3 Lr = 497 m
rx = 124 cm Mp = 1253 KN m
ry = 329 cm Mr = 817 KN m
Panjang tidak terkekang laterar = 8 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
134
Tabel 414 Resume Gaya luar envelope balok komposit 300 x 150 x 65 x 9
Load CaseCombo Station P V2 V3 T M2 M3
m kN kN kN kN‐m kN‐m kN‐m
ENVELOPE Max 0175 0030 4867 0030 ‐0009 0012 35372
ENVELOPE Max 0671 0020 5715 0020 ‐0009 0000 32749
ENVELOPE Max 1166 0009 6564 0009 ‐0009 0000 30189
ENVELOPE Max 1662 0000 7412 0000 ‐0009 0000 30289
ENVELOPE Max 2158 0000 8260 0000 ‐0009 0000 29122
ENVELOPE Max 2653 0000 9109 0000 ‐0009 0004 26687
ENVELOPE Max 3149 0000 9957 0000 ‐0009 0018 22986
ENVELOPE Max 3617 0003 17149 0003 0059 0002 15061
ENVELOPE Max 4084 0003 17368 0003 0059 0000 10950
ENVELOPE Max 4552 0002 17587 0002 0059 0000 13087
ENVELOPE Max 5019 0001 17806 0001 0059 0000 15177
ENVELOPE Max 5487 0000 18025 0000 0059 0000 17921
ENVELOPE Max 5955 0000 18244 0000 0059 0000 22012
ENVELOPE Max 6422 0000 18463 0000 0059 0000 26039
ENVELOPE Max 6890 0000 18681 0000 0059 0000 30003
ENVELOPE Max 7357 0000 18900 0000 0059 0001 33905
ENVELOPE Max 7825 0000 19119 0000 0059 0003 37743
ENVELOPE Min 0175 0000 ‐28736 0000 ‐0084 0000 ‐56467
ENVELOPE Min 0671 0000 ‐26180 0000 ‐0084 0000 ‐42857
ENVELOPE Min 1166 0000 ‐23624 0000 ‐0084 ‐0007 ‐30998
ENVELOPE Min 1662 ‐0002 ‐21067 ‐0002 ‐0084 ‐0009 ‐23486
ENVELOPE Min 2158 ‐0013 ‐18511 ‐0013 ‐0084 ‐0005 ‐16393
ENVELOPE Min 2653 ‐0023 ‐15955 ‐0023 ‐0084 0000 ‐9722
ENVELOPE Min 3149 ‐0034 ‐13398 ‐0034 ‐0084 0000 ‐3471
ENVELOPE Min 3617 0000 ‐9354 0000 0007 0000 0930
ENVELOPE Min 4084 0000 ‐9219 0000 0007 0000 1369
ENVELOPE Min 4552 0000 ‐9084 0000 0007 ‐0001 ‐4717
ENVELOPE Min 5019 0000 ‐8950 0000 0007 ‐0001 ‐10866
ENVELOPE Min 5487 0000 ‐8815 0000 0007 ‐0002 ‐17834
ENVELOPE Min 5955 ‐0001 ‐8680 ‐0001 0007 ‐0002 ‐26313
ENVELOPE Min 6422 ‐0002 ‐8546 ‐0002 0007 ‐0001 ‐34895
ENVELOPE Min 6890 ‐0002 ‐8411 ‐0002 0007 0000 ‐43579
ENVELOPE Min 7357 ‐0003 ‐8276 ‐0003 0007 0000 ‐52366
ENVELOPE Min 7825 ‐0004 ‐8142 ‐0004 0007 0000 ‐61255
Didapat M+max 3774 KN m dan M-
max 6125 KN m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
135
a Kontrol momen positif
- menentukan lebar efektif pelat beton ( digunakan Lrelativ )
1 be lt
be lt
be lt 1
2 be lt bo
be lt 1
sehingga digunakan be = 1 meter
akibat adanya lubang pada floor deck maka digunakan bekivalen
bekivalen =
=
= 810 mm
- Menentukan nilai n
Ebeton = 4700 = 4700 radic25 = 23500
Ebaja = 200000
n = = = 851
- Menentukan lebar transformasi penampang beton
=
= 952 cm
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Pelat Beton 11424 6 68544 Floor Deck 1867 945 17646 Profil WF 4678 27 126306
sum 17969 sum 212496
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
136
ẏ = sum
sum =
= 11825 mm
Titik berat berada di pelat beton
a =
=
= 5968 mm
d1 = 05hprofil + tpelat = 150 + 120 = 270 mm
d2 = hprofil ndash ċ = 120 ndash 035 = 11965
ϕMn = 09 As fy ( d1- ӯ )
ϕMn = 09 x [ 4678 x 240 x (270 ndash 2984) +2646 550 (11965 ndash 2984) ]
ϕMn = 24266 + 1176
ϕMn = 25442 KN m gt Mu = 3774 KN m ( OK )
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
137
b Kontrol momen negatif
- Menentukan sumbu netral penampang
Tsr = Asr fyr
= 667 ( 503 ) 400
= 13413334 N
Tfd = As Fu
= 81485 550
= 4481675 N
T = Tsr + Tfd
= 13413334 + 448167
= 58230084 N
Cmax = As fy
= 4678 240
= 1122720 N
Cmax gt T maka titik berat berada pada profil baja
T + Ts = Cmax ndash Ts
2Ts = Cmax ndash T
Ts = 05 (1122720 ndash 58230084)
Ts = 270209 N
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
138
Jika sumbu netral jatuh di sayap maka
b tf fy = Ts
150 tw 240 = 27020958
t =
= 75 mm
- Menghitung garis kerja gaya pusat tekan
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Profil WF 4678 15000 701700 Flens -1125 29625 -333281
sum 3553 sum 36841
ӯ =
= 10369 mm
Momen terhadap garis kerja
Tsr Mn1 = Tsr (d ndash ӯ + ts ndash 24)
= 13413334 ( 300 ndash 10369 + 120 ndash 24 )
= 3920 KN m
Tfr Mn2 = Tfd ( d ndash ӯ + 25 )
= 4481675 ( 300 ndash 10369 + 25)
= 9918 KN m
Ts flens Mn3 = Ts ( d ndash ӯ ndash (752) )
= 270000 ( 300 ndash 10369 ndash 375 )
= 5199 KN m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
139
Mn = Mn1 + Mn2 + Mn3
= 3920 + 9918 + 5199
= 19037 KN m
ϕ Mn = 09 Mn
= 09 19037
= 17133 KN m gt 6125 KN m (OK)
D Dimensi Penghubung Geser (Shear Conector)
Gaya horizontal akibat aksi komposit penuh
Vh = 085 a b = 085 x 5968 x 1000 x 25 = 1268200 N
Digunakan Stud connector ⅝rdquo luas satu buah stud connector adalah
Asc = d2 = 158752 =19801 mm2
Kuat geser satu buah shear connector
Qn = 05 Asc lt Rg Rp Asc fu
Qn = 05 x 19801 x radic25 23500 lt 085 x 075 x 19801 x 550
Qn = 7588676 N lt 69427
Jumlah shear connector yang di butuhkan
N = = = 182 ~ 19 buah untuk setengah bentang
Total kebutuhan shear connector adalah 38 buah untuk semua bentang Jika
dipasang dua buah shear connector pada setiap penampang melintang maka
jarak shear connector adalah
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
140
S = = 421 mm
Smin = 6d = 6 x 15875 = 9525 mm
Smax = 8t = 8 x 120 = 960 mm
Strans = 4d = 4 x 15875 = 635 mm
Sehingga digunakan shear connector 2 x (⅝rdquo x 65 cm) dengan jarak 25 cm
E Kontrol Geser
Menghitung gaya geser ultimate
Vu = 43951 KN
Menghitung gaya geser nominal
ϕVn = 09 (06 fy) h tw
ϕVn = 09 x 06 x 240 x 282 x 65
ϕVn = 23755 KN gt Vu = 43951 (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
141
4245 Balok Komposit 350 x 175 x 7 x 11 ( A = 6314 cm2 )
Ix = 13600 cm4 Zx = 8408 cm3
Iy = 984 cm4 Zy = 1724 cm3
Sx = 775 cm3 Lp = 2 m
Sy = 112 cm3 Lr = 593 m
rx = 147 cm Mp = 2017 KN m
ry = 395 cm Mr = 1317 KN m
Panjang tidak terkekang laterar = 6 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
Tabel 415 Resume Gaya luar envelope balok komposit 350 x 175 x 7 x 11
Load CaseCombo Station P V2 V3 T M2 M3
m kN kN kN kN-m kN-m kN-m
ENVELOPE Max 015 00015 -286870 00000 -00119 00000 -114887
ENVELOPE Max 061 00007 -285538 00000 -00119 00002 17497
ENVELOPE Max 108 00000 -284206 00001 -00119 00003 149271
ENVELOPE Max 154 00000 -282873 00009 -00119 00000 509357
ENVELOPE Max 200 00000 -281541 00017 -00119 00000 1180521
ENVELOPE Max 250 00009 99787 00000 00008 00001 1186148
ENVELOPE Max 300 00000 101228 00000 00008 00003 1190858
ENVELOPE Max 350 00000 102668 00009 00008 00001 1204523
ENVELOPE Max 400 00000 104108 00017 00008 00000 1220570
ENVELOPE Max 446 00009 1540139 00000 01032 00000 560851
ENVELOPE Max 493 00001 1542137 00000 01032 00003 155777
ENVELOPE Max 539 00000 1544136 00007 01032 00002 31225
ENVELOPE Max 585 00000 1546134 00015 01032 00000 -93930
ENVELOPE Min 015 00000 -1602940 -00015 -00945 -00003 -1807980
ENVELOPE Min 061 00000 -1600942 -00007 -00945 00000 -1124508
ENVELOPE Min 108 -00001 -1598944 00000 -00945 00000 -483534
ENVELOPE Min 154 -00009 -1596945 00000 -00945 00000 -72489
ENVELOPE Min 200 -00017 -1594947 00000 -00945 -00006 163564
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
142
Tabel 415 Resume Gaya luar envelope balok komposit 350 x 175 x 7 x 11
(lanjutan)
Load CaseCombo Station P V2 V3 T M2 M3
m kN kN kN kN-m kN-m kN-m
ENVELOPE Min 250 00000 -138749 -00009 -00032 00000 224275
ENVELOPE Min 300 00000 -136409 00000 -00032 00000 283264
ENVELOPE Min 350 -00009 -134068 00000 -00032 00000 259583
ENVELOPE Min 400 -00017 -131728 00000 -00032 -00006 208160
ENVELOPE Min 446 00000 267215 -00009 00146 00000 -14744
ENVELOPE Min 493 00000 268547 -00001 00146 00000 -341901
ENVELOPE Min 539 -00007 269880 00000 00146 00000 -951197
ENVELOPE Min 585 -00015 271212 00000 00146 -00003 -1655771
Didapat M+max 122057 KN m dan M-
max -180798 KN m
a Kontrol momen positif
- menentukan lebar efektif pelat beton
1 be lt
be lt
be lt 075
2 be lt bo
be lt 1
sehingga digunakan be = 075 meter
akibat adanya lubang pada floor deck maka digunakan bekivalen
bekivalen =
= = 614633 mm
- Menentukan nilai n
Ebeton = 4700 = 4700 radic25 = 23500
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
143
Ebaja = 200000
n = = = 851
- Menentukan lebar transformasi penampang beton
=
= 723 cm
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Pelat Beton 864 6 5184 Profil WF 6314 295 186263
sum 16546 sum 253147
ẏ = sum
sum =
= 1592 cm
Titik berat berada di profil baja titik pusat tarik baja profil
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Profil WF 6314 175 11049500 Flens -1925 3445 - 6631625 Web -1974 3249 - 6413526
sum 41916 sum 3776522
ẏ = sum
sum =
= 90097 cm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
144
momen nominal positif
a =
=
= 6311 mm
d1 = h - ӯ + tpelat = 350 - 90 + 120 = 380 mm
d2 = h - ӯ ndash (112) = 350 - 90 - 55 = 2545 mm
d3 = h - ӯ - tf - (2822) = 350 - 90 ndash 11 ndash 141 = 2349 mm
ϕMn = 09 085 a b fcrsquo ( d1- ) + 09 Asf fy (d2) + 09 Asw fy (d3)
ϕMn = 09 x [ 085 x 6311 x 750 x 25 x ( 380 -
) + 11 x 175 x 240 x 2545
+ 282 x 7 x 240 x 2349 ]
ϕMn = 4308 KN m gt Mu = 122057 KN m ( OK )
b Kontrol momen negatif
- Menentukan sumbu netral penampang
Tsr = Asr fyr
= 667 ( 503 ) 400
= 13413334
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
145
Tfd = As Fu
= 595 550
= 327250
T = Tsr + Tfd
= 13413334 + 327250
= 46138334
Cmax = As fy
= 6314 240
= 1515360
Cmax gt T maka titik berat berada pada profil baja
T + Ts = Cmax ndash Ts
2Ts = Cmax ndash T
Ts = 05 (1515360 ndash 46138334)
Ts = 52698833
Jika sumbu netral jatuh di web maka
b tf fy = Ts
h 7 240 = 52698833 ndash (175 11 240)
h =
= 3869 mm
- Menghitung garis kerja gaya pusat tekan
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Profil WF 6314 17500 11049500 Flens -1925 34450 - 6631625 Web -270 31965 - 863068
sum 4119 sum 3554806
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
146
ӯ =
= 8630 mm
Momen terhadap pusat tekan
Tsr Mn1 = Tsr (d ndash ӯ + t ndash 24)
= 13413334 ( 350 ndash 8630 + 120 ndash 24 )
= 48247 KN m
Tfr Mn2 = Tfd ( d ndash ӯ + 25 )
= 327250 ( 350 - 8630 + 25)
= 94477 KN m
Ts flens Mn3 = Tf ( d ndash ӯ ndash (112) )
= 462000 ( 350 ndash 8630 ndash 55 )
= 119288 KN m
Ts web M4 = Tw ( d ndash ӯ ndash 11 ndash (38692) )
= 37464 ( 350 ndash 8630 ndash 11 ndash 1934 )
= 15167 KN m
Mn = Mn1 + Mn2 + Mn3 + Mn4
= 48247 + 94477 + 119288 + 15167
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
147
= 277179 KN m
ϕ Mn = 09 Mn
= 09 277179
= 249461 KN m gt 180798 KN m (OK)
D Dimensi Penghubung Geser (Shear Conector)
Gaya horizontal akibat aksi komposit penuh
Vh = 085 a b = 085 x 6311 x 750 x 25 = 1005816 N
Digunakan Stud connector ⅝rdquo luas satu buah stud connector adalah
Asc = d2 = 158752 =19801 mm2
Kuat geser satu buah shear connector
Qn = 05 Asc lt Rg Rp Asc fu
Qn = 05 x 19801 x radic25 23500 lt 085 x 075 x 19801 x 550
Qn = 7588676 N lt 69427
Jumlah shear connector yang di butuhkan
N = = = 1448 ~ 15 buah untuk setengah bentang
Total kebutuhan shear connector adalah 28 buah untuk semua bentang Jika
dipasang dua buah shear connector pada setiap penampang melintang maka
jarak shear connector adalah
S = = 400 mm
Smin = 6d = 6 x 15875 = 9525 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
148
Smax = 8t = 8 x 120 = 960 mm
Strans = 4d = 4 x 15875 = 635 mm
Sehingga digunakan shear connector 2 x (⅝rdquo x 65 cm) dengan jarak 25
cm
E Kontrol Geser
Menghitung gaya geser ultimate
Vu = 160294
Menghitung gaya geser nominal
ϕVn = 09 (06 fy) h tw
ϕVn = 09 x 06 x 240 x 328 x 7
ϕVn = 29756 KN gt Vu = 160294 KN (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
149
425 Dimensi Sambungan
4251 Sambungan Balok Kolom
1 Sambungan Balok Kolom IWF 350 x 175 x 7 x 11 (ϕMP = 182 KN m)
Gambar 416 Rencana sambungan balok kolom IWF 350 x 175 x 7 x 11
Data geometri sambungan
pfo = 80 pfi = pb = 60 mm
h0 = hpr + pfo = 350 + 80 = 430 mm
h1 = hpr ndash tf ndash pfi = 350 ndash 11 ndash 60 = 279 mm
h2 = hpr ndash tf ndash pfi ndash pb = 350 ndash 11 ndash 60 ndash 60 = 219 mm
g = 95 mm
de = 50 mm
bp = 175 mm
hst = 130 mm -gt Lst = = = 22516 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
150
- Momen rencana sambungan (tebal pelat rencana 24 mm)
Muc = Mp + Vu (Lst + tp)
= 182 + 1603 x ( 22516 + 24 )10-3
= 22194 KN m
- Kontrol tebal end-plate
s =
= radic175 95
= 64468 mm
Yp = lang rang 2 lang rang lang rang
2
1 lang 34rang 2
42
Yp = 279 lang rang 219 lang
rang 430 lang rang
295
279 lang60 3 604
rang 219 64468 604
952
Yp = 113067 + 983126 + 475
Yp = 216129
t =
=
= 2297 lt t (24 mm) (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
151
- Kontrol tebal pelat pengaku
Direncanakan tebal pelat pengaku = 10 mm
tst = 10 mm (hst = 130 mm Lst = 22516 mm)
cek tekuk lokal
lt 056
lt
13 lt 1616 (OK)
- Kontrol Sambungan Baut
Digunakan baut A325 M20 (Ab = 31428 mm2 )
Tegangan nominal tarik baut bergantung pada gaya geser ultimate
fnt = 620 MPa
fnv = 372 MPa
frv =
=
= 51 MPa
fnrsquo = 13 fnt -
frv lt fnt
fnrsquo = 13 x 620 -
x 51 lt 620
fnrsquo = 693 lt 620
sehingga tegangan tarik maximum yang digunakan adalah 620 MPa
momen tahanan sambungan baut adalah
ϕMnp = 2ϕPt sum
= 2ϕPt (h0 + h1 + h2)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
152
= 2 075 31428 620 ( 430 + 279 + 219 )
= 271236 KN m gt Muc = 22194 KN m (OK)
- Kontrol las
Digunakan las dengan tebal las maximum yaitu
tlas 1 = 6 mm untuk las vertical
tlas 2 = 9 mm untuk las horizontal
Menentukan tiitk berat las
Las
(i)
1 2hst tlas 1 = 1560 = 424
2 2b2 tlas 2 = 1377 = 3635
3 2b1 tlas 2 = 1404 = 3435
4 2h1 tlas 1 = 3936 = 184
5 2b1 tlas 2 = 1404 = 245
6 2b2 tlas 2 = 1377 = 45
sum A = 9681
61965
2409072sum AY =
05tlas
tf + 15tlas 34398
hpr ‐ tf + tlas 482274
05hpr + tlas 724224
hpr + 05hst + tlas 661440
hpr + 15tlas 5005395
Luas (Ai) Jarak ke sumbu x (yi) Ai x yi
(mm2) (mm) mm
3
h1 = hpr ndash 2tf
= 350 ndash 211
= 328 mm
b1 = 05 [be - tw - 2tlas)
= 05 [175 ndash 7 ndash 26]
= 78 mm
b2 = 05 [be ndash tst - 2tlas)
= 05 [175 ndash 10 ndash 26]
= 765 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
153
ӯ = sumAy
sumA =
2409072 = 248845 mm
kekuatan las
fEXX = 490 MPa (E60)
ϕRn = 075 te 06 fEXX
= 075 x 0707 x 6 x 06 x 490
= 93536 N
Kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 7 x 06 x 370
= 11655 N
Kekuatan las menentukan kekuatan sambungan las dipengaruhi oleh geser
dan lentur sehingga tegangan geser untuk lentur
frv = = = 1655 MPa
fn =
= 490 1655
= 4897 MPa
Momen lentur nominal las
ϕfu = 075 0707 06 fEXX
= 075 x 0707 x 06 x 4897
= 155804 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
154
momen plastis terhadap garis netral adalah
Mn = 22914 KN m gt Muc = 22194 KN m (OK)
Las Luas (Ai) ϕfu Gaya Las
(i) (mm2) Mpa KN
1 1560 155804 2430542 1377 155804 2145423 1404 155804 2187494 3936 155804 6132455 1404 155804 2187496 1377 155804 214542
397664907552422
229140sum Mn
01150095006502240244
Mn
KN m425722459820706
Lengan kopel
m0175
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
155
2 Sambungan Balok Kolom IWF 300 x 150 x 65 x 9 (ϕMP = 113 KN m)
Gambar 417 Rencana sambungan balok kolom IWF 300 x 150 x 65 x 9
Data geometri sambungan
pfo = 80 pfi = 60 mm
h0 = hpr + pfo = 300 + 80 = 380 mm
h1 = hpr ndash tf ndash pfi = 300 ndash 9 ndash 60 = 231 mm
g = 70 mm
de = 75 mm
bp = 150 mm
hst = 155 mm -gt Lst = = 26846mm
- Momen rencana sambungan (tebal pelat rencana 24 mm)
Muc = Mp + Vu (Lst + tp)
= 113 + 285 x ( 26846 + 14 )10-3
= 12105 KN m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
156
- Kontrol tebal end-plate
s =
= radic150 70
= 51234 mm
Yp = lang rang lang rang
2
1lang rang 0
Yp = 231 lang
rang 380 lang
rang
270
231lang51234 51234rang 380 75 80
Yp = 131069 + 235914
Yp = 366983
t =
=
= 1302 lt t (14 mm) (OK)
- Kontrol tebal pelat pengaku
Direncanakan tebal pelat pengaku = 10 mm
tst = 10 mm (hst = 155 mm Lst = 26846 mm)
cek tekuk lokal
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
157
lt 056
lt
155 lt 1616 (OK)
- Kontrol Sambungan Baut
Digunakan baut A325 M20 (Ab = 31428 mm2 )
Tegangan nominal tarik baut bergantung pada gaya geser ultimate
fnt = 620 MPa
fnv = 372 MPa
frv =
=
= 16 MPa
fnrsquo = 13 fnt -
frv lt fnt
fnrsquo = 13 x 620 -
x 16 lt 620
fnrsquo = 770 lt 620
sehingga tegangan tarik maximum yang digunakan adalah 620 MPa
momen tahanan sambungan baut adalah
ϕMnp = 2ϕPt sum
= 2ϕPt (h0 + h1)
= 2 075 31428 620 ( 380 + 231)
= 17858 KN m gt Muc = 12105 KN m (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
158
- Kontrol las
Digunakan las dengan tebal las maximum yaitu
tlas 1 = 6 mm untuk las vertical
tlas 2 = 7 mm untuk las horizontal
Menentukan tiitk berat las
ӯ = sumAy
sumA =
1999635 = 228190 mm
Las
(i)
1 2hst tlas 1 = 1860 = 3865
2 2b2 tlas 2 = 1152 = 3135
3 2b1 tlas 2 = 11835 = 2955
4 2h1 tlas 1 = 3384 = 159
5 2b1 tlas 2 = 11835 = 225
6 2b2 tlas 2 = 1152 = 45
sum A = 8763
tf + 15tlas 2662875
05tlas 5184
sum AY = 1999635
hpr ‐ tf + tlas 34972425
05hpr + tlas 538056
hpr + 05hst + tlas 718890
hpr + 15tlas 361152
Luas (Ai) Jarak ke sumbu x (yi) Ai x yi
(mm2) (mm) mm
3
h1 = hpr ndash 2tf
= 300 ndash 29
= 282 mm
b1 = 05 [be - tw - 2tlas)
= 05 [150ndash 65 ndash 26]
= 6575 mm
b2 = 05 [be ndash tst - 2tlas)
= 05 [150 ndash 10 ndash 26]
= 64 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
159
kekuatan las
fEXX = 490 MPa
ϕRn = 075 te 06 fEXX
= 075 x 0707 x 6 x 06 x 490
= 935361 N
Kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 65 x 06 x 370
= 108225 N
Kekuatan las menentukan kekuatan sambungan las dipengaruhi oleh geser
dan lentur sehingga tegangan geser untuk lentur
frv = = = 325 MPa
fn =
= 490 325
= 4899 MPa
Momen lentur nominal las
ϕfu = 075 0707 06 fEXX
= 075 x 0707 x 06 x 4899
= 155861 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
160
momen plastis terhadap garis netral adalah
Mn = 188227 KN m gt Muc = 12105 KN m (OK)
Las Luas (Ai) ϕfu Gaya Las
(i) (mm2) Mpa KN
1 1860 155861 2899012 1152 155861 1795523 11835 155861 1844614 3384 155861 5274345 11835 155861 1844616 1152 155861 179552
sum Mn 188227
0069 364930206 379420224 40164
0158 458940085 153170067 12416
Lengan kopel Mn
m KN m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
161
4251 Sambungan Balok Balok
1 Sambungan Balok Balok IWF 300 x 150 x 65 x 9 (ϕVn = 2527 KN m)
Gambar 418 Rencana sambungan balok balok IWF 300 x 150 x 65 x 9
Dicoba 5 buah baut M16 (AB = 20114 mm2) dengan tebal pelat 8 mm
fnv = 372 MPa
Kekuatan geser baut
ϕRn = 075 fn AB
= 075 x 372 x 20114
= 5611 KN
Kekuatan tumpuan baut
ϕRn = 12 lc t fu lt 24 d t fu
ϕRn = 12 x 32 x 8 x 370 lt 24 x 16 x 8 x 37
ϕRn = 113664 lt 113664
Jumlah baut perlu
nBAUT =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
162
=
= 45 ~ 5 baut
Untuk baut diameter 16 jarak ke tepi
Jarak minimum = 22 mm (tabel 227)
Jarak maximum = 12 tmin = 12x 6 = 72 mm
Diambil 34 mm
Untuk baut diameter 16 jarak antar baut
Jarak minimum = 3d = 3 x 16 = 48 mm
Jarak maximum = 14 tmin = 14 x 6 = 84 mm
Diambil 50 mm
Kontrol Pelat
ϕVn = 09 x 06 x Ag x fy
= 09 x 06 x 268 x 8 x 240
= 2778 KN gt 2527 KN
Kontrol Las
kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 65 x 06 x 370
= 1082 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
163
kekuatan las transversal
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490
= 779467 Nmm
kekuatan las longitudinal
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490 x ( 1 + 05sin15 90 )
= 116920 Nmm
Sehingga kekuatan sambungan las adalah
P =sum ϕRn min x L
= 779467 x 268 + 1082 x 1295
= 349 KN gt 2527 KN (OK)
Gambar 419 Detail sambungan balok balok IWF 300 x 150 x 65 x 9
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
164
2 Sambungan Balok Balok IWF 250 x 125 x 6 x 9 (ϕVn = 1944 KN m)
Gambar 420 Rencana sambungan balok balok IWF 250 x 125 x 6 x 9
Dicoba 4 buah baut M16 (AB = 20114 mm2) dengan tebal pelat 8 mm
fnv = 372 MPa
Kekuatan geser baut
ϕRn = 075 fn AB
= 075 x 372 x 20114
= 5611 KN
Kekuatan tumpuan baut
ϕRn = 12 lc t fu lt 24 d t fu
ϕRn = 12 x 32 x 8 x 370 lt 24 x 16 x 8 x 370
ϕRn = 113664 lt 113664
Jumlah baut perlu
nBAUT =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
165
=
= 346 ~ 4 baut
Untuk baut diameter 16 jarak ke tepi
Jarak minimum = 22 mm (tabel 227)
Jarak maximum = 12 tmin = 12x 6 = 72 mm
Diambil 34 mm
Untuk baut diameter 16 jarak antar baut
Jarak minimum = 3d = 3 x 16 = 48 mm
Jarak maximum = 14 tmin = 14 x 6 = 84 mm
Diambil 50 mm
Kontrol Pelat
ϕVn = 09 x 06 x Ag x fy
= 09 x 06 x 218 x 8 x 240
= 22602 KN gt 1944 KN
Kontrol Las
kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 6 x 06 x 370
= 999 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
166
kekuatan las transversal
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490
= 779467 Nmm
kekuatan las longitudinal
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490 x ( 1 + 05sin15 90 )
= 116920 Nmm
Sehingga kekuatan sambungan las adalah
P =sum ϕRn min x L
= 779467 x 268 + 999 x 1295
= 33826 KN gt 1944 KN (OK)
Gambar 421 Detail sambungan balok balok IWF IWF 250 x 125 x 6 x 9
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
167
3 Sambungan Balok Balok IWF 200 x 100 x 55 x 8 (ϕVn = 1422 KN m)
Gambar 422 Rencana sambungan balok balok IWF 200 x 100 x 55 x 8
Dicoba 3 buah baut M16 (AB = 20114 mm2) dengan tebal pelat pengaku 8 mm
fnv = 372 MPa
Kekuatan geser baut
ϕRn = 075 fn AB
= 075 x 372 x 20114
= 5611 KN
Kekuatan tumpuan baut
ϕRn = 12 lc t fu lt 24 d t fu
ϕRn = 12 x 32 x 8 x 370 lt 24 x 16 x 8 x 370
ϕRn = 113664 lt 113664
Jumlah baut perlu
nBAUT =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
168
=
= 253 ~ 3 baut
Untuk baut diameter 16 jarak ke tepi
Jarak minimum = 22 mm (tabel 227)
Jarak maximum = 12 tmin = 12 x 6 = 72 mm
Diambil 34 mm
Untuk baut diameter 16 jarak antar baut
Jarak minimum = 3d = 3 x 16 = 48 mm
Jarak maximum = 14 tmin = 14 x 6 = 84 mm
Diambil 50 mm
Kontrol Pelat
ϕVn = 09 x 06 x Ag x fy
= 09 x 06 x 168 x 8 x 240
= 174 KN gt 1422 KN
Kontrol Las
kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 55 x 06 x 370
= 91575 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
169
kekuatan las
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490
= 779467 Nmm
Sehingga kekuatan sambungan las adalah
P = ϕRn min x L
= 779467 x 268
= 20889 KN gt 158 KN (OK)
Gambar 423 Detail sambungan balok balok IWF 200 x 100 x 55 x 8
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
170
4 Sambungan Balok Balok L 70 x 70 x 7 (ϕVn = 635 KN m)
Gambar 424 Rencana sambungan balok balok L 70 x 70 x 7
Kontrol las dengan tebal 5 mm
kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 6 x 06 x 370
= 999 Nmm
kekuatan las
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490
= 779467 Nmm
Sehingga kekuatan sambungan las adalah
P = ϕRn min x L
= 779467 x 110
= 8574 KN gt 635KN (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
171
BAB V
KESIMPULAN DAN SARAN
51 Kesimpulan
Dari hasil perhitungan dan analisa yangtelah dilakukan maka dapat diambil
kesimpulansebagai berikut
1 Dari hasil analisa perhitungan struktur sekunder didapatkan
Pelat lantai elevasi + 580 menggunakan Bondex LYSAGHT
INDONESIA BMT = 07 mm dengan tebal plat beton 120 mm dan untuk
elevasi lain nya digunakan pelat chekered t = 45 mm dengan siku L 70 x
70 x 7 sebagai pengaku
Balok anak lantai pabrik
1 WF 250 x 125 x 6 x 9 untuk elevasi + 580 m
2 WF 200 x 100 x 55 x 8 untuk elevasi yang lain
Gording dengan profil CNP 150 x 50 x 20 x 32
Sagrod Oslash 10 mm
Ikatan angin Oslash 22 mm
Balok tangga UNP 200 x 80 x 75 x 11
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
172
2 Dari hasil analisa perhitungan struktur primer didapatkan
Kolom 350 x 350 x 12 x 19 untuk elevasi +000 sd +1640 pada portal 7
portal 6 dan portal 5
Kolom 300 x 300 x 10 x 15 untuk portal 12 portal 11 portal 10 portal 8
dan portal 7 portal 6 portal 5 dari elevasi +1640 sd +3550
Kolom 200 x 200 x 8 x 12 untuk kolom pendukung pada portal 8 dan 9
Balok 350 x 175 x 7 x 11 komposit untuk elevasi +580
Balok 350 x 175 x 7 x 11 untuk balok atap
Balok 300 x 150 x 65 x 9 komposit untuk balok induk semua elevasi
sesuai gambar kerja
3 Rekapitulasi gaya pada struktur
Tabel 51 Resume gaya luar dan stress ratio kolom
No Dimensi Profil Pu Mux Muy ϕPn ϕMnx ϕMny Stress
Ratio KN KN m KN m KN KN m KN m
1 350 x 350 x 12 x 19 -171412 -7624 -5979 308307 51924 25377 0938
2 300 x 300 x 10 x 15 -54867 -7138 -1717 238600 31937 14724 0710
3 200 x 200 x 8 x 12 -5225 -1217 -612 69605 9547 5244 0334
Tabel 52 Resume gaya luar dan stress ratio balok komposit
No Dimensi Profil M+
max M-max ϕM+ ϕM-
KN m Stress
Ratio (M+) Stress Ratio
(M+) KN m KN m KN m
1 350 x 175 x 7 x 11 122057 180798 43080 249461 0283 0724
2 300 x 150 x 65 x 9 3774 6125 25442 17133 0148 0357
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
173
52 Saran
Perencanaan struktur harus mempertimbangkan aspek teknis ekonomi dan
estetika Pemodelan yang sederhana dapat mempermudah pekerjaan analisa
struktur dan diharapkan hasil yang mendekati kondisi sesungguhnya Perlu
dilakukan analisa geoteknik untuk menentukan titik jepit sesungguhnya agar
mendapatkan hasil prilaku struktur yang sebenarnya
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
188
DAFTAR PUSTAKA
Anonim1 1983 Peraturan Pembebanan Indonesia untuk Gedung 1983
Yayasan Lembaga Penyelidikan Masalah Bangunan
Anonim2 2002 Tatacara Perencanaan Struktur Beton Untuk Bangunan Gedung
SNI 03-2478-2002 Badan Standardisasi Nasional
Anonim3 2012 Tata Cara Perencanaan Ketahanan Gempa Untuk Struktur
Bangunan Gedung Dan Non Gedung SNI-1726-2012 Badan
Standardisasi Nasional
Anonim4 2015 Spesifikasi untuk bangunan baja gedung baja struktural SNI
1729-2015 Badan Standardisasi Nasional
Asroni A 2010 Balok dan Pelat Beton Bertulang Yogyakarta Graha Ilmu
Dewobroto Wiryanto 2015 Struktur Baja Perilaku Analisis Dan
Disain ndash AISC 2010 Tangerang LUMINA Press
Fakhrur Rozi Muhammad 2014 ldquoPengaruh Panjang Daerah Pemasangan Shear
Connector Pada Balok Komposit Terhadap Kuat Lenturrdquo Jurnal Rekayasa
Teknik Sipil Vol 2 No 2 4
Oentoeng 1999 Konstruksi Baja Yogyakarta ANDI
Salmon CG dkk 1995 Struktur Baja Disain Dan Perilaku Jakarta Erlangga
Schueller Wolfgang 1989 Struktur Bangunan Bertingkat Tinggi
Bandung PT ERESCO
Schodek Daniel L 1991 Struktur Bandung PT ERESCO
Setiawan Agus 2008 Perencanaan Struktur Baja dengan Metode LRFD
Jakarta Erlangga
Smith JC Structural Steel Design LRFD Approach Canada Jhon Wlwy amp
Sons 1991
Park R 1989 Evaluation of Ductility of Structures And Structural Assemblages
From Laboratory TestingBulletin of the New Zealand National Society for
Earthquake Engineering Vol 22 No 3 Sepetember 1989New Zealand
University of Canterbury
McComarc JC Structural Steel Design New York Harper amp Row 1981
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xvi
Murray TM dan SummerEA 2003 ldquoExtended End-Plate Moment Connections
Seismic and Wind Applications 2nd Editionrdquo Steel Design Guide Series -
4 American Institute of Steel Construction Inc
Wijaya PK Panjang efektif Untuk Tekuk Torsi Lateral Pada Balok Baja
Dengan Penampang I Konferensi Nasional Teknik Sipil 7 2013
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
- Cover
- Abstrak
- KATA PENGANTAR
- DAFTAR ISI
- BAB I
- BAB II
- BAB III
- BAB IV
- BAB V
- Daftar Pustaka
-
iv
Oleh karena itu saya mengharapkan saran dan kritik yang membangun dari para
pembaca demi perbaikan menjadi lebih baik
Akhir kata saya mengucapkan terima kasih dan semoga tugas akhir ini dapat
bermanfaat bagi para pembaca
Medan November 2016
Penulis
Ahmad Amanu SS
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
v
DAFTAR ISI
Halaman
ABSTRAK i
KATA PENGANTAR ii
DAFTAR ISI v
DAFTAR TABEL viii
DAFTAR GAMBAR xi
DAFTAR NOTASI xiv
BAB I PENDAHULUAN 1
11 Latar Belakang 1
12 Perumusan Masalah 2
13 Tujuan Penelitian 3
14 Mamfaat Penelitian 3
15 Pembatasan Masalah 3
16 Sistematika Penulisan 4
BAB II DASAR TEORI 6
21 Dasar Perencanaan 6
211 Jenis Pembebanan 6
2111 Beban Mati 6
2112 Beban Hidup 8
2113 Beban Angin 12
2114 Beban Gempa 13
212 Kombinasi Pembebanan 32
22 Kinerja Struktur Gedung 34
221 Kinerja Batas Layan 34
222 Kinerja Batas Kekuatan 38
2221 Perencanaan Pelat Floor Deck 38
2222 Perencanaan Pelat Chekered 41
2223 Perencanaan Batang Tekan 41
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
vi
2224 Perencanaan Batang Lentur 42
2225 Perencanaan Balok Kolom 48
2226 Perencanaan Balok Komposit 48
2227 Perencanaan Sambungan Las 59
2228 Perencanaan Sambungan Baut 63
23 Disain untuk Stabilitas 72
BAB III METODE PENELITIAN 79
31 Persiapan 79
32 Bagan Alir 79
321 Mulai 80
322 Pengumpulan Data 80
323 Studi Literatur 80
324 Tahap Disain Data 81
325 Pengolahan Data 82
326 Hasil Dan Pembahasan 82
327 Kesimpulan dan saran 82
328 Selesai 82
BAB IV HASIL DAN PEMBAHASAN 83
41 Disain Struktur Sekunder 83
411 Pelat Floor Deck 83
412 Balok Anak Pelat Floor Deck 86
413 Pelat Chekered 91
414 Siku Pengaku Pelat Chekered 93
415 Balok Anak Pelat Chekered 95
416 Gording 97
417 Sagrod 103
418 Ikatan Angin 105
419 Tangga 108
42 Disain Struktur Primer 111
421 Beban Beban Yang Bekerja 111
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
vii
4211 Beban Grafitasi 111
4212 Beban angin 112
4213 Beban Gempa 113
4214 Beban Notional 118
422 Kombinasi Beban 118
423 Kontrol Drift 119
424 Kontrol Profil 121
4241 Kolom 350 x 350 x 12 x 19 121
4242 Kolom 300 x 300 x 10 x 15 125
4243 Kolom 200 x 200 x 8 x 12 129
4244 Balok Komposit 300 x 150 x 65 x 9 133
4245 Balok Komposit 350 x 175 x 7 x 11 141
425 Dimensi Sambungan 149
4251 Sambungan Balok Kolom 149
4252 Sambungan Balok Balok 161
BAB V KESIMPULAN DAN SARAN 171
51 Kesimpulan 171
52 Saran 173
DAFTAR PUSTAKA 174
LAMPIRAN A
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
viii
DAFTAR TABEL
Tabel 21 Berat jenis bahan bangunan 6
Tabel 22 Beban Mati Tambahan (komponen gedung) 7
Tabel 23 Beban Hidup Pada Lantai Bangunan 9
Tabel 24 Beban Hidup Pada Atap 10
Tabel 25 Koefisien reduksi beban hidup 11
Tabel 26 Koefisien Beban Angin 13
Tabel 27 Kategori risiko bangunan gedung dan non gedung untuk beban
gempa 15
Tabel 28 Faktor keutamaan gempa 17
Tabel 29 Faktor R Cd dan Ω0 untuk sistem penahan gaya gempa 19
Tabel 210 Klasifikasi situs 24
Tabel 211 Koefisien situs Fa 26
Tabel 212 Koefisien situs Fv 27
Tabel 213 Kategori desain seismik berdasarkan parameter respons percepatan pada
perioda pendek 28
Tabel 214 Kategori desain seismik berdasarkan parameter respons percepatan
pada perioda 1 detik 28
Tabel 215 Nilai parameter perioda pendekatan Ct dan x 31
Tabel 216 Koefisien untuk batas perioda struktur 32
Tabel 217 Persyaratan untuk masing-masing tingkat yang menahan lebih dari
35 persen gaya geser dasar 34
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
ix
Tabel 218 Simpangan antar lantai ijin 37
Tabel 219 Tebal Minimum balok non-prategang atau pelat satu arah bila
lendutan tidak dihitung 38
Tabel 220 Rasio Tulangan Minimum Pada Pelat 40
Tabel 221 Nilai kekuatan lentur berdasarkan SNI 1729 2015 42
Tabel 222 Batas Lendutan Maksimum 46
Tabel 223 Nilai untuk Rg dan Rp untuk setiap kasus Kapasitas untuk angkur
steel headed stud 59
Tabel 224 Tebal minimum las sudut 61
Tabel 225 Pratarik baut minimum kN 64
Tabel 226 Kekuatan nominal pengencang dan bagian yang berulir ksi (MPa) 66
Tabel 227 Dimensi Lubang Nominal mm 66
Tabel 228 Jarak tepi minimum dari pusat lubang standar ke tepi dari bagian
yang disambung 67
Tabel 229 Kapasitas sambungan end-pelat menurut AISC 2003 70
Tabel 41 Beban mati struktur (rangka) 115
Tabel 42 Beban mati struktur (Atap partisi diafragma dll) 115
Tabel 43 Beban hidup struktur 116
Tabel 44 Waktu getar alami dan partisipasi massa 116
Tabel 45 Base Reaction 117
Tabel 46 Simpangan antar lantai akibat gempa X 119
Tabel 47 Simpangan antar lantai akibat gempa Y 120
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
x
Tabel 48 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 350 x 350 x 12 x 19 123
Tabel 49 Resume gaya geser Kolom 350 x 350 x 12 x 19 125
Tabel 410 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 300 x 300 x 10 x 15 127
Tabel 411 Resume gaya geser Kolom 300 x 300 x 10 x 15 129
Tabel 412 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 200 x 200 x 8 x 12 131
Tabel 413 Resume gaya geser Kolom 200 x 200 x 8 x 12 133
Tabel 414 Resume Gaya luar envelope balok komposit 300 x 150 x 65 x 9 134
Tabel 415 Resume Gaya luar envelope balok komposit 350 x 175 x 7 x 11 141
Tabel 51 Resume gaya luar dan stress ratio kolom 172
Tabel 52 Resume gaya luar dan stress ratio balok komposit 172
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xi
DAFTAR GAMBAR
Gambar 21 Jalur Cincin Api dan Gunung Berapi Sebagai Pusat Gempa 14
Gambar 22 Peta Gempa Pada SNI 1726 2012 14
Gambar 23 Respon Spektrum Gempa Rencana Wilayah Medan (SNI-03-
1726-2012) 17
Gambar 24 Penentuan simpangan antar lantai 36
Gambar 25 Diagram tegangan momen positif floor deck 39
Gambar 26 Diagram tegangan momen negatif floor deck 41
Gambar 27 Kuat Momen Lentur Nominal Akibat Tekuk Torsi Lateral 45
Gambar 28 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan
ẏ lt (ts - hfd) 50
Gambar 29 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan
ẏ gt (ts - hfd) 50
Gambar 210 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan
ẏ lt (ts + tf) 52
Gambar 211 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan
ẏ gt (ts + tf) 53
Gambar 212 Diagram tegangan balok komposit momen negatif dengan
ts gt ẏ gt (ts + tf) 55
Gambar 213 Diagram tegangan balok komposit momen negatif dengan
ẏ gt (ts + tf) 56
Gambar 214 Tebal efektif las sudut 60
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xii
Gambar 215 Panjang las longitudinal 61
Gambar 216 Momen plastis siklik pada sambungan pemikul momen 63
Gambar 217 Sambungan pemikul momen menurut AISC 2003 67
Gambar 218 Lokasi sendi plastis 68
Gambar 219 Menentukan Muc 68
Gambar 220 Geometri sambungan end-plate 68
Gambar 221 Momen kopel baut tarik terhadap sayap tekan 69
Gambar 222 Sambungan balok anak ke balok induk 72
Gambar 223 Pengaruh Orde ke-2 (AISC 2010) 74
Gambar 31 Diagram Alir Penelitian 79
Gambar 41 Tributari area elevasi +580 m 83
Gambar 42 Distribusi momen untuk pelat satu arah 84
Gambar 43 Diagram tegangan momen kopel (positif) floor deck 84
Gambar 44 Diagram tegangan momen kopel (negatif) floor deck 85
Gambar 45 Tributari area elevasi +1070 m 91
Gambar 46 Distribusi momen untuk pelat satu arah 92
Gambar 47 Rencana atap elevasi +1250 m dan +3550 m 97
Gambar 48 Kecepatan angin 98
Gambar 49 Rencana sagrod 103
Gambar 410 Tributari area ikatan angin 105
Gambar 411 Rencana tangga 108
Gambar 412 Respon spectra rencana 113
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xiii
Gambar 413 Beban notional pada etabs 2015 118
Gambar 414 Grafik simpangan antar lantai VS elevasi akibat gempa ndash X 120
Gambar 415 Grafik simpangan antar lantai VS elevasi akibat gempa ndash Y 121
Gambar 416 Rencana sambungan balok kolom IWF 350 x 175 x 7 x 11 149
Gambar 417 Rencana sambungan balok kolom IWF 300 x 150 x 65 x 9 155
Gambar 418 Rencana sambungan balok balok IWF 300 x 150 x 65 x 9 161
Gambar 419 Detail sambungan balok balok IWF 300 x 150 x 65 x 9 163
Gambar 420 Rencana sambungan balok balok IWF 250 x 125 x 6 x 9 164
Gambar 421 Detail sambungan balok balok IWF IWF 250 x 125 x 6 x 9 166
Gambar 422 Rencana sambungan balok balok IWF 200 x 100 x 55 x 8 167
Gambar 423 Detail sambungan balok balok IWF 200 x 100 x 55 x 8 169
Gambar 424 Rencana sambungan balok balok L 70 x 70 x 7 170
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xiv
DAFTAR NOTASI
A luas penampang beton (mm2)
A B luas penampang baut (mm2)
As luas tulangan tarik (mm2)
Asrsquo luas tulangan tekan (mm2)
Av luas tulangan geser dalam daerah sejarak s (mm2)
Aw luas badan profil
Cb faktor midifikasi tekuk torsi lateral untuk diagram momen tidak merata
Cd faktor amplifikasi defleksi
Cu koefisien batas prioda struktur
Cs koefisien respons seismik
Ct koefisien prioda struktur pendekatan
Cw konstanta warping
Eh gaya gempa horizontal
Ev gaya gempa vertikal
Es modulus elastisitas baja (MPa)
Ec modulus elastisitas beton (MPa)
I momen inersia (mm4)
Ie faktor keutamaan gempa
J konstanta torsi
K koefisien panjang efektif
Lp panjang plastis
Lr panjang batas untuk kondisi inelastis
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xv
Lb panjang profil tak terkekang
Mu momen maksimum pada komponen struktur (Nmm)
Mn momen tahanan nominal profilpenampang
Mux momen lentur terfaktor terhadap sumbu-x
Muy momen lentur terfaktor terhadap sumbu-y
Muc momen rencana sambungan
Mnx kuat nominal lentur penampang terhadap sumbu-x
Mny kuat nominal lentur penampang terhadap sumbu-y
N jumlah tingkat
Ni gaya notional yang bekerja pada level i
Pr gaya tekan hasil kombinasi LRFD
Pe gaya menurut euler
Pn gaya terkoreksi menurut SNI 1729 2015
Ptr Kuat tarik baut
R faktor modifikasi respons
SDS parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang perioda
pendek
S1 parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang sebesar
10 detik
Ta waktu getar struktur pendekatan
Tc waktu getar struktur analisa modal
nV kuat geser nominal (N)
Vu gaya geser hasil kombinasi LRFD
V1 gaya geser dasar nominal sebagai respons dinamik ragam yang
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xvi
pertama saja
Vt gaya geser dasar nominal yang didapat dari hasil analisis ragam
spektrum respons yang telah dilakukan
W berat seismik efektif
Y konstanta tebal end-plate
a tinggi blok tegangan (mm)
b lebar balok (mm)
c jarak serat tekan terluar ke garis netral (mm)
cv koefisien geser
d jarak dari serat tekan terluar ke titik berat tulangan tarik tinggi efektif (mm)
drsquo jarak dari serat tekan terluar ke titik berat tulangan tekan (mm)
g percepatan grafitasi
hfd tinggi floor deck
frsquoc kuat tekan beton (MPa)
ffd tegangan floor deck
fy tegangan leleh baja (MPa)
fnt tegangan tarik baut (MPa)
fnv tegangan geser baut (MPa)
h tinggi balok (mm)
kv koefisien tekuk geser pelat badan
qDL beban akibat berat sendiri (kNm)
qLL beban akibat beban hidup (kNm)
qWL beban akibat tekanan angin (kNm)
r jari jari inersia (mm4)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xvii
Δ defleksi pada elemen global
1 konstanta yang merupakan fungsi dari kelas kuat beton
δ defleksi pada elemen lokal
λ kelangsingan =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
1
BAB I
PENDAHULUAN
11 Latar Belakang
Perkembangan industri pengolahan kelapa sawit yang pesat di
Indonesia khususnya sumatera utara ahkir ahkir ini memicu pertumbuhan dan
pembangunan pabrik refinery (pemurnian) dan Fraksinasi (pemisahan) kelapa
sawit dimana pabrik refinery dan fraksinasi tersebut mendorong para
perencana bangunan untuk membuat bangunan pabrik tingkat tinggi yang
tahan gempa Dimana berdasarkan geografis Indonesia terletak di antara dua
lempeng dunia yang aktif yaitu Eurasia dan Australia Hal ini
mengkibatkan Indonesia merupakan daerah rawan gempa Akhir ndash akhir ini
gempa yang mengguncang pulau sumatera terjadi dalam skala besar tahun
2004 gempa Aceh (26 desember Skala 92) yang disertai Tsunami dan gempa
padang (30 September 2009 Skala 76) yang masih sering terjadi hingga saat
ini sehingga mengakibatkan kerusakan pada bangunan tingkat tinggi yang
cukup parah
Kondisi itu menyadarkan kita bahwa Indonesia merupakan daerah
rawan terjadinya gempa Untuk mengurangi resiko bencana yang terjadi
diperlukan konstruksi bangunan tahan gempa Hal ini pula yang menuntut
seorang perencana agar membuat perencanaan struktur bangunan tingkat tinggi
agar dapat menahan gaya yang diakibatkan oleh gempa bumi tersebut
Struktur yang kuat biasanya memiliki dimensi yang besar tetapi tidak
ekonomis jika diterapkan pada bangunan bertingkat tinggi Perhitungan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
2
dimensi biasanya didasarkan pada kolom atau balok struktur yang menanggung
beban paling besar Untuk mendapatkan dimensi penampang yang optimal
maka besar gaya-gaya yang bekerja pada struktur perlu diketahui analisa balok
maupun kolom
Dengan adanya pengaruh beban-beban yang bekerja maka kapasitas
momen akan dideformasikan merata ke seluruh elemen Apabila struktur lentur
maka pembebanan pada balok perlu diperhitungkan deformasi momennya
Tugas akhir ini merupakan studi untuk merencanakan bangunan tingkat
tinggi dengan struktur baja Dimana bangunan tingkat tinggi tersebut harus
mampu bertahan terhadap gaya gempa dan gaya grafitasi yang terjadi
12 Perumusan Masalah
Dari latar belakang dapat dirumuskan suatu permasalahan sebagai berikut
1 Bagaimana merencanakan dimensi gording terhadap momen akibat gaya
grafitasi dan angin
2 Bagaimana merencanakan tebal floor deck terhadap momen akibat gaya
grafitasi
3 Bagaimana merencanakan dimensi balok anak terhadap momen akibat
gaya grafitasi
4 Bagaimana merencanakan tangga terhadap momen akibat gaya grafitasi
5 Bagaimana merencanakan lantai dengan checkered mild steel
6 Bagaimana merencanakan dimensi kolom dan dimensi balok pada sistem
rangka pemikul momen akibat gaya gravitasi dan gaya gempa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
3
7 Bagaimana pemodelan dan menganalisa struktur dengan menggunakan
program bantu ETABS 2015
13 Tujuan Penelitian
Adapun maksud dan tujuan penulisan tugas akhir ini adalah
1 Merencanakan dimensi gording terhadap momen akibat gaya grafitasi dan
angin
2 Merencanakan tebal floor deck terhadap momen akibat gaya grafitasi
3 Merencanakan dimensi balok anak terhadap momen akibat gaya grafitasi
4 Merencanakan tangga terhadap momen akibat gaya grafitasi
5 Merencanakan lantai dengan checkered mild steel
6 Merencanakan dimensi kolom dan dimensi balok pada sistem rangka
pemikul momen akibat gaya gravitasi dan gaya gempa
7 Memodelan dan menganalisa struktur dengan menggunakan program bantu
ETABS 2015
14 Mamfaat Penelitian
Tugas akhir ini diharapkan dapat menambah ilmu dan pengetahuan tentang
perencanaan struktur baja pada bangunan yang berfungsi sebagai pabrik dengan
SNI-03-1729-2015 dan SNI-03-1726-2012
15 Pembatasan masalah
Dalam penelitian ini permasalahan dibatasi ruang lingkupnya agar tidak
terlalu luas Pembatasan masalah meliputi
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
4
a Gaya yang bekerja pada struktur utama adalah gaya gravitasi dan gempa
b Tekanan angin pada atap dihitung antara kecepatan angin maximum atau
tekanan minimum
c Jumlah Lantai 8 tingkat
d Fungsi bangunan adalah sebagai pabrik
e Mesin mempunyai struktur dan pondasi sendiri
f Gedung terletak di medan dan digunakan respons spectrum kota medan
pada SNI-03-1726-2012 pada jenis tanah keras
g Tidak meninjau struktur bawah
h Mengunakan pedoman perencanaan pembebanan untuk rumah dan gedung
(SKBI-1353-1987) sebagai acuan beban gravitasi dan beban angin
16 Sistematika Penulisan
BAB I Pendahuluan
Bab ini mencakup latar belakang penelitian tujuan penelitian
pembatasan masalah mekanisme percobaan metodologi penelitian
manfaat penelitian dan sistematika penulisan
BAB II Dasar teori
Pada bab ini berisikan tentang dasar-dasar teori yang berkaitan tentang
penelitian
BAB III Metode perencanaan
Pada bab ini berisikan tentang data spesifikasi dan perencanaan mutu
baja yang digunakan mutu beton yang di gunakan spefisikasi teknis
yang di gunakan dan metode perencanaan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
5
BAB IV Hasil dan Pembahasan
Pada bab ini membahas tentang hasil dari perencanaan struktur
sekunde perencanaan sistem rangka utama shear conector sambungan
dan gambar teknik
BAB V Kesimpulan dan Saran
Pada bab ini berisikan kesimpulan dari hasil penelitian yang diperoleh
dan saran-saran mengenai penelitian yang dilakukan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
6
BAB II
DASAR TEORI
21 Dasar Perencanaan
211 Jenis Pembebanan
Perencanakan struktur pada suatu bangunan bertingkat berdasarkan pada
gaya gaya yang akan bekerja pada bangunan tersebut struktur yang didisain harus
mampu mendukung berat bangunan beban hidup akibat fungsi bangunan tekanan
angin maupun beban khusus berupa gempa dll Beban-beban yang bekerja pada
struktur dihitung menurut Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983
2111 Beban Mati (qDL)
Beban mati adalah berat dari semua bagian dari suatu gedung yang bersifat tetap
termasuk segala unsur tambahan penyelesaianndashpenyelesaian mesin mesin serta
peralatan tetap yang merupakan bagian tak terpisahkan dari gedung ituUntuk
merencanakan gedung ini beban mati yang terdiri dari berat sendiri bahan
bangunan dan komponen gedung adalah
Tabel 21 Berat jenis bahan bangunan
No Material Berat Keterangan 1 Baja 7850 kgm3
2 Batu alam 2600 kgm3
3 Batu belah batu bulatbatu gunung 1500 kgm3 berat tumpuk 4 Batu karang 700 kgm3 berat tumpuk
5 Batu pecah 1450 kgm3
6 Besi tuang 7250 kgm3
7 Beton 2200 kgm3
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
7
Tabel 21 Berat jenis bahan bangunan (lanjutan)
No Material Berat Keterangan 8 Beton bertulang 2400 kgm3
9 Kayu 1000 kgm3 kelas I
10 Kerikil koral 1650 kgm3 kering udara sampai
11 Pasangan bata merah 1700 kgm3
12 Pasangan batu belah batu bulat 2200 kgm3
13 Pasangan batu cetak 2200 kgm3
14 Pasangan batu karang 1450 kgm3
15 Pasir 1600 kgm3 kering udara sampai
16 Pasir 1800 kgm3 jenuh air
17 Pasir kerikil koral 1850 kgm3 kering udara sampai
18 Tanah lempung dan lanau 1700 kgm3 kering udara sampai
19 Tanah lempung dan lanau 2000 kgm3 basah
20 Timah hitam timbel) 11400 kgm3
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
Tabel 22 Beban Mati Tambahan (komponen gedung)
No Material Berat Keterangan
1 Adukan per cm tebal
21
kgm2
- dari semen
- dari kapur semen merahtras 17 kgm2
2 Aspal per cm tebal 14 kgm2
3 Dinding pasangan bata merah
450
kgm2
- satu batu
- setengah batu 250 kgm2
4
Dinding pasangan batako - berlubang tebal dinding 20 cm (HB 20) tebal dinding 10 cm (HB 10)
200120
kgm2
kgm2
- tanpa lubang tebal dinding 15 cm tebal dinding 10 cm
300
200
kgm2
kgm2
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
8
Tabel 22 Beban mati tambahan (komponen gedung) (lanjutan)
No Material Berat Keterangan
5
Langit-langit amp dinding terdiri
- semen asbes (eternit) tebal
maks 4 mm
- kaca tebal 3-5 mm
11
10
kgm2
kgm2
termasuk rusuk-rusuk
tanpa pengantung atau
pengaku
6 Lantai kayu sederhana dengan 40 kgm2 tanpa langit-langit bentang
7 Penggantung langit-langit (kayu) 7 kgm2 bentang maks 5 m jarak
8 Penutup atap genteng 50 kgm2 dengan reng dan usuk kaso
9 Penutup atap sirap 40 kgm2 dengan reng dan usuk kaso
10 Penutup atap seng gelombang 10 kgm2 tanpa usuk
11 Penutup lantai ubin cm tebal 24 kgm2 ubin semen portland teraso
12 Semen asbes gelombang (5 mm) 11 kgm2
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
2112 Beban Hidup (qLL)
Beban hidup adalah semua beban yang terjadi akibat penghuni atau pengguna suatu
gedung termasuk beban ndash beban pada lantai yang berasal dari barang ndash barang yang
dapat berpindah mesin ndash mesin serta peralatan yang merupakan bagian yang tidak
terpisahkan dari gedung dan dapat diganti selama masa hidup dari gedung itu
sehingga mengakibatkan perubahan pembebanan lantai dan atap tersebut
Khususnya pada atap beban hidup dapat termasuk beban yang berasal dari air hujan
(PPIUG 1983)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
9
Beban hidup merupakan baban-beban gravitasi yang bekerja pada saat struktur
telah berfungsi namun bervariasi dalam besar dan lokasinya Contohnya adalah
beban orang furnitur perkakas yang dapat bergerak kendaraan dan barang-barang
yang dapat disimpan Secara praktis beban hidup bersifat tidak permanen
sedangkan yang lainnya sering berpindah-pindah tempatnya Karena tidak
diketahui besar lokasi dan kepadatannya besar dan posisi sebenarnya dari beban-
beban semacam itu sulit sekali ditentukan (Salmon dan Johnson 1992)
Beban hidup untuk bangunan terdiri dari beban hidup lantai dan beban hidup atap
yang bervariasi bergantung pada fungsi bangunan tersebut
Tabel 23 Beban Hidup Pada Lantai Bangunan
No Fungsi Beban Hidup
a Lantai dan tangga rumah tinggal kecuali disebut no b 200 kgm2
b Lantai amp tangga rumah tinggal sederhana dan gudang gudang tidak penting yang bukan untuk toko pabrik atau bengkel
125 kgm2
c Lantai sekolah ruang kuliah Kantor Toko toserba Restoran Hotel asrama Rumah Sakit
250 kgm2
d Lantai ruang olahraga 400 kgm2
e Lantai ruang dansa 500 kgm2
f Lantai dan balkon dalam dari ruang pertemuan yang lain dari pada yang disebut dalam a sd e seperti masjid gereja ruang pagelaranrapat bioskop dengan tempat duduk tetap
400 kgm2
g Lantai panggung dengan tempat duduk tidak tetap atau untuk penonton yang berdiri
500 kgm2
h Lantai Tangga bordes tangga dan gang dari yang disebut dalam c
300 kgm2
i Lantai Tangga bordes tangga dan gang dari yang disebut dalam d e f dan g
500 kgm2
j Lantai ruang pelengkap dari yang disebut dalam c d e f dan g
250 kgm2
k
Lantai Pabrik bengkel gudang Perpustakaan ruang arsiptoko buku toko besi ruang alat alat dan ruang mesin harus direncanakan terhadap beban hidup ditentukan tersendiri dengan minimum
400 kgm2
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
10
Tabel 23 Beban Hidup Pada Lantai Bangunan (lanjutan)
No Fungsi Beban Hidup
l Lantai gedung parkir bertingkat - Lantai bawah - Lantai tingkat lainnya
800 kgm2
400 kgm2
m Lantai balkon-balkon yang menjorok bebas keluar harus direncanakan terhadap beban hidupdari lantai ruang berbatasan dengan minimum
300 kgm2
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
Tabel 24 Beban Hidup Pada Atap
No Fungsi Beban Hidup
a Atap bagiannya dapat dicapai orang termasuk kanopi dan atap dak
100 kgm2
b Atap bagiannya tidak dapat dicapai orang (diambil min) - beban hujan - beban terpusat
20 kgm2 100 kg
c Balokgording tepi kantilever 200 kgm2
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
Berhubung peluang untuk terjadi beban hidup penuh yang membebani semua
bagian dan semua unsur struktur pemikul secara serempak selama unsur gedung
tersebut adalah sangat kecil maka pada perencanaan balok induk dan portal dari
system pemikul beban dari suatu struktur gedung beban hidupnya dikalikan
dengan suatu koefisien reduksi yang nilainya tergantung pada penggunaan
gedung yang ditinjau dan yang dicantumkan pada tabel 25
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
11
Tabel 25 Koefisien reduksi beban hidup
Penggunaan gedung
Koefisien Reduksi Beban HidupPerencanaan balok
induk dan portal Peninjauan
gempa
PERUMAHANPENGHUNIAN
Rumah tinggal asrama hotel rumah sakit
075 030
PENDIDIKAN Sekolah Ruang kuliah
090
050
PERTEMUAN UMUM Mesjid gereja bioskop restoran ruang dansa ruang pagelaran
090 050
KANTOR Kantor Bank 060 030
PERDAGANGAN
Toko toserba pasar 080 080
PENYIMPANAN
Gudang perpustakaan ruang arsip 080 080
INDUSTRI Pabrik bengkel 100 090
TEMPAT KENDARAAN
Garasi gedung parkir 090 050
GANG amp TANGGA - Perumahanpenghunian - Pendidikan kantor - Pertemuan umum perdagangan - Penyimpanan industri tempat
kendaraan
075 075 090
030 050 050
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
12
2113 Beban Angin (qWL)
Besarnya beban angin yang bekerja pada struktur bangunan tergantung dari
kecepatan angin rapat massa udara letak geografis bentuk dan ketinggian
bangunan serta kekakuan struktur Bangunan yang berada pada lintasan angin
akan menyebabkan angin berbelok atau dapat berhenti Sebagai akibatnya energi
kinetik dari angin akan berubah menjadi energi potensial yang berupa tekanan atau
hisapan pada bangunan Beban Angin adalah semua beban yang bekerja pada
gedung atau bagian gedung
Beban Angin ditentukan dengan menganggap adanya tekanan positif dan tekanan
negatif (hisapan) yang bekerja tegak lurus pada bidang yang ditinjau Besarnya
tekanan positif dan negatif yang dinyatakan dalam kgm2 ini ditentukan dengan
mengalikan tekanan tiup dengan koefisien ndash koefisien angin Tekan tiup harus
diambil minimum 25 kgm2 kecuali untuk daerah di laut dan di tepi laut sampai
sejauh 5 km dari tepi pantai Pada daerah tersebut tekanan hisap diambil minimum
40 kg m2 (dimana V adalah kecepatan angin dalam mdet yang harus ditentukan
oleh instansi yang berwenang Sedangkan koefisien angin ( + berarti tekanan dan ndash
berarti isapan ) beban tekanan angin disederhanakan dalam bentuk koefisen angin
yang di rangkum dalam tabel 26
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
13
Tabel 26 Koefisien Beban Angin
No Jenis Gedung Struktur Posisi Tinjauan Koefisien 1 Gedung tertutup
a Dinding vertikal b Atap segitiga
c Atap segitiga majemuk
- di pihak angin - di belakang angin - sejajar arah angin
- di pihak angin (α lt 65o)
- di pihak angin (65o lt α lt90o) - di belakang angin (semua sudut)
- bidang atap di pihak angin (α lt 65o ) - bidang atap di pihak angin
(65oltαlt90o) - bidang atap di belakang angin (semua sudut)
- bidang atap vertikal di belakang angin (semua sudut)
+ 09 - 04 - 04
( 002α - 04)
+ 09 - 04
( 002α - 04)
+ 09
- 04
+ 04
2 Gedung terbuka sebelah Sama dengan No1 dengan tambahan
- bid dinding dalam di pihak angin
- bid dinding dalam di belakang angin
+ 06
- 03
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
2114Beban Gempa
Perhitungan beban gempa dilakukan dengan standart Tata Cara Perencanaan
ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 1726 2012 Pada
peraturan tersebut menggunakan percepatan permukaan tanah (PGA) sebagai acuan
dasar standart Percepatan permukaan tanah adalah percepatan tanah yang sampai
ke lokasi bangunan tersebut akibat adanya gempa dari pusat gempa Variasi
percepatan permukaan tanah bervariasi tergantung jarak dari pusat gempa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
14
Sumber httpekspedisikompascomcincinapiindexphpinfografis39
Gambar 21 Jalur Cincin Api dan Gunung Berapi Sebagai Pusat Gempa
Gambar 22 Peta Gempa Pada SNI 1726 2012
Beban Gempa rencana pada SNI 1726 2012 ditetapkan sebagai gempa dengan
kemungkinan terlewati besaran nya selama umur struktur bangunan 50 tahun
sebesar 2 Untuk berbagai kategori risiko struktur bangunan gedung dan non
gedung sesuai Tabel 1 pengaruh gempa rencana terhadapnya harus dikalikan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
15
dengan suatu faktor keutamaan Ie menurut Tabel 2 Khusus untuk struktur
bangunan dengan kategori risiko IV bila dibutuhkan pintu masuk untuk
operasional dari struktur bangunan yang bersebelahan maka struktur bangunan
yang bersebelahan tersebut harus didesain sesuai dengan kategori risiko IV
Tabel 27 Kategori risiko bangunan gedung dan non gedung untuk beban
gempa
Jenis pemanfaatan Kategori risiko
Gedung dan non gedung yang memiliki risiko rendah terhadap jiwa manusia pada saat terjadi kegagalan termasuk tapi tidak dibatasi untuk antara lain
- Fasilitas pertanian perkebunan perternakan dan perikanan - Fasilitas sementara - Gudang penyimpanan - Rumah jaga dan struktur kecil lainnya
I
Semua gedung dan struktur lain kecuali yang termasuk dalam kategori risiko IIIIIV termasuk tapi tidak dibatasi untuk
- Perumahan - Rumah toko dan rumah kantor - Pasar - Gedung perkantoran - Gedung apartemen rumah susun - Pusat perbelanjaan mall - Bangunan industri - Fasilitas manufaktur - Pabrik
II
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
16
Tabel 27 Kategori risiko bangunan gedung dan non gedung untuk beban
gempa (lanjutan)
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
Jenis pemanfaatan Kategori risiko
Gedung dan non gedung yang memiliki risiko tinggi terhadap jiwa manusia pada saat terjadi kegagalan termasuk tapi tidak dibatasi untuk
- Bioskop - Gedung pertemuan - Stadion - Fasilitas kesehatan yang tidak memiliki unit bedah dan unit gawat darurat - Fasilitas penitipan anak - Penjara - Bangunan untuk orang jompo
Gedung dan non gedung tidak termasuk kedalam kategori risiko IV yang memiliki potensi untuk menyebabkan dampak ekonomi yang besar danatau gangguan massal terhadap kehidupan masyarakat sehari-hari bila terjadi kegagalan termasuk tapi tidak dibatasi untuk
- Pusat pembangkit listrik biasa - Fasilitas penanganan air - Fasilitas penanganan limbah - Pusat telekomunikasi
Gedung dan non gedung yang tidak termasuk dalam kategori risiko IV (termasuk tetapi tidak dibatasi untuk fasilitas manufaktur proses penanganan penyimpanan penggunaan atau tempat pembuangan bahan bakar berbahaya bahan kimia berbahaya limbah berbahaya atau bahan yang mudah meledak) yang mengandung bahan beracun atau peledak di mana jumlah kandungan bahannya melebihi nilai batas yang disyaratkan oleh instansi yang berwenang dan cukup menimbulkan bahaya bagi masyarakat jika terjadi kebocoran
III
Gedung dan non gedung yang ditunjukkan sebagai fasilitas yang penting termasuk tetapi tidak dibatasi untuk
- Bangunan-bangunan monumental - Gedung sekolah dan fasilitas pendidikan - Rumah sakit dan fasilitas kesehatan lainnya yang memiliki fasilitas bedah
dan unit gawat darurat - Fasilitas pemadam kebakaran ambulans dan kantor polisi serta garasi
kendaraan darurat - Tempat perlindungan terhadap gempa bumi angin badai dan tempat
perlindungan darurat lainnya - Fasilitas kesiapan darurat komunikasi pusat operasi dan fasilitas lainnya
untuk tanggap darurat - Pusat pembangkit energi dan fasilitas publik lainnya yang dibutuhkan pada
saat keadaan darurat - Struktur tambahan (termasuk menara telekomunikasi tangki penyimpanan
bahan bakar menara pendingin struktur stasiun listrik tangki air pemadam kebakaran atau struktur rumah atau struktur pendukung air atau material atau peralatan pemadam kebakaran ) yang disyaratkan untuk beroperasi pada saat keadaan darurat
Gedung dan non gedung yang dibutuhkan untuk mempertahankan fungsi struktur bangunan lain yang masuk ke dalam kategori risiko IV
IV
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
17
Tabel 28 Faktor keutamaan gempa
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
lokasi proyek berada pada daerah wilayah medan (045g = 441 ms2) sehingga
di digunakan spectrum rencana sebagai berikut
Sumber httppuskimpugoidAplikasidesain_spektra_indonesia_2011
Gambar 23 Respon Spektrum Gempa Rencana Wilayah Medan
(SNI-03-1726-2012)
Kategori risiko Faktor keutamaan gempa Ie
I atau II 10III 125IV 150
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
18
Sistem penahan gaya gempa lateral dan vertikal dasar harus memenuhi salah
satu tipe yang ditunjukkan dalam Tabel 9 atau kombinasi sistem seperti dalam
722 723 dan 724 Pembagian setiap tipe berdasarkan pada elemen vertikal
yang digunakan untuk menahan gaya gempa lateral Sistem struktur yang
digunakan harus sesuai dengan batasan system struktur dan batasan ketinggian
struktur yang ditunjukkan dalam Tabel 9 Koefisien modifikasi respons yang
sesuai R faktor kuat lebih sistem 0 Ω dan koefisien amplifikasi defleksi d C
sebagaimana ditunjukkan dalam Tabel9 harus digunakan dalam penentuan
geser dasar gaya desain elemen dan simpangan antarlantai tingkatdesain
Setiap sistem penahan gaya gempa yang dipilih harus dirancang dan didetailkan
sesuai dengan persyaratan khusus bagi sistem tersebut yang ditetapkan dalam
dokumen acuan yang berlaku seperti terdaftar dalam Tabel 9 dan persyaratan
tambahan yang ditetapkan dalam 714 Sistem penahan gaya gempa yang tidak
termuat dalam Tabel 9 diijinkan apabila data analitis dan data uji diserahkan
kepada pihak yang berwenang memberikan persetujuan yang membentuk
karakteristik dinamis dan menunjukkan tahanan gaya lateral dan kapasitas
disipasi energi agar ekivalen dengan sistem struktur yang terdaftar dalam Tabel
9 untuk nilainilai ekivalen dari koefisien modifikasi respons R koefisien kuat-
lebih sistem Ω0 dan factor amplifikasi defleksi Cd (SNI 17262012)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
19
Tabel 29 Faktor R Cd dan Ω0 untuk sistem penahan gaya gempa
Sistem penahan-gaya seismik
Koefisien modifika
si respons
Ra
Faktor kuat- lebih sistem
Ω0g
Faktor
pembesaran defleksi
Cdb
Batasan sistem struktur dan batasan
tinggi struktur h (m) c
Kategori desain seismik
B C D
d E d
F e
A Sistem dinding penumpu 711 712 713 714 715 716 717 718
1 Dinding geser beton bertulang khusus 5 2frac12 5 TB TB 48 48 30
2 Dinding geser beton bertulang biasa 4 2frac12 4 TB TB TI TI TI
3 Dinding geser beton polos didetail 2 2frac12 2 TB TI TI TI TI
4 Dinding geser beton polos biasa 1frac12 2frac12 1frac12 TB TI TI TI TI
5 Dinding geser pracetak menengah 4 2frac12 4 TB TB 12k 12k 12k
6 Dinding geser pracetak biasa 3 2frac12 3 TB TI TI TI TI
7 Dinding geser batu bata bertulang khusus 5 2frac12 3frac12 TB TB 48 48 30
8 Dinding geser batu bata bertulang h
3frac12 2frac12 2frac14 TB TB TI TI TI
9 Dinding geser batu bata bertulang biasa 2 2frac12 1frac34 TB 48 TI TI TI
10Dinding geser batu bata polos didetail 2 2frac12 1frac34 TB TI TI TI TI
11Dinding geser batu bata polos biasa 1frac12 2frac12 1frac14 TB TI TI TI TI
12Dinding geser batu bata prategang 1frac12 2frac12 1frac34 TB TI TI TI TI
13Dinding geser batu bata ringan (AAC) bertulang biasa
2 2frac12 2 TB 10 TI TI TI
14Dinding geser batu bata ringan (AAC) polos biasa
1frac12 2frac12 1frac12 TB TI TI TI TI
15Dinding rangka ringan (kayu) dilapisidengan panel struktur kayu yang ditujukanuntuk tahanan geser atau dengan lembaran baja
6frac12 3 4 TB TB 20 20 20
16Dinding rangka ringan (baja canai dingin)yang dilapisi dengan panel struktur kayuyang ditujukan untuk tahanan geser ataudengan lembaran baja
6frac12 3 4 TB TB 20 20 20
17 Dinding rangka ringan dengan panel geser dari semua material lainnya
2 2frac12 2 TB TB 10 TI TI
18Sistem dinding rangka ringan (baja canai dingin) menggunakan bresing strip datar
4 2 3frac12 TB TB 20 20 20
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
20
Tabel 29 Faktor R Cd dan Ω0 untuk sistem penahan gaya gempa (lanjutan)
Sistem penahan-gaya seismik
Koefisien modifikasi respons
Ra
Faktor kuat- lebih sistem
Ω0g
Faktor
pembesarandefleksi
Cdb
Batasan sistem struktur dan batasan
tinggi struktur h (m) c
Kategori desain seismik
B C D d E
d F
e
B Sistem rangka bangunan
1 Rangka baja dengan bresing eksentris 8 2 4 TB TB 48 48 30
2 Rangka baja dengan bresing konsentris 6 2 5 TB TB 48 48 30 3 Rangka baja dengan bresing konsentris biasa 3frac14 2 3frac14 TB TB 10j 10j TIj
4 Dinding geser beton bertulang khusus 6 2frac12 5 TB TB 48 48 30
5 Dinding geser beton bertulang biasa 5 2frac12 4 TB TB TI TI TI 6 Dinding geser beton polos detail 2 2frac12 2 TB TI TI TI TI
7 Dinding geser beton polos biasa 1frac12 2frac12 1 TB T TI TI TI
8 Dinding geser pracetak menengah 5 2frac12 4 TB TB 12k 12k 12k
9 Dinding geser pracetak biasa 4 2frac12 4 TB TI TI TI TI 10Rangka baja dan beton komposit
dengan bresing eksentris 8 2 4 TB TB 48 48 30
11Rangka baja dan beton komposit dengan bresing konsentris khusus
5 2 4frac12
TB TB 48 48 30
12Rangka baja dan beton komposit dengan bresing biasa
3 2 3 TB TB TI TI TI
13Dinding geser pelat baja dan beton komposit 6frac12 2frac12 5 TB TB 48 48 30
14Dinding geser baja dan beton komposit 6 2frac12 5 TB TB 48 48 30
15Dinding geser baja dan beton komposit biasa 5 2frac12 4 TB TB TI TI TI
16Dinding geser batu bata bertulang khusus 5frac12 2frac12 4 TB TB 48 48 30
17Dinding geser batu bata bertulang menengah 4 2frac12 4 TB TB TI TI TI
18Dinding geser batu bata bertulang biasa 2 2frac12 2 TB 48 TI TI TI
19Dinding geser batu bata polos didetail 2 2frac12 2 TB TI TI TI TI
20Dinding geser batu bata polos biasa 1frac12 2frac12 1 TB T TI TI TI
21Dinding geser batu bata prategang 1frac12 2frac12 1 TB T TI TI TI
22Dinding rangka ringan (kayu) yang dilapisi dengan panel struktur kayu yangdimaksudkan untuk tahanan geser
7 2frac12 4frac12 TB TB 22 22 22
23Dinding rangka ringan (baja canai dingin)yang dilapisi dengan panel struktur kayuyang dimaksudkan untuk tahanan geser atau dengan lembaran baja
7 2frac12 4frac12 TB TB 22 22 22
24Dinding rangka ringan dengan panel geser dari semua material lainnya
2frac12 2frac12 2frac12 TB TB 10 TB TB
25Rangka baja dengan bresing terkekang terhadap tekuk
8 2frac12 5 TB TB 48 48 30
26Dinding geser pelat baja khusus 7 2 6 TB TB 4 48 30
C Sistem rangka pemikul momen
1 Rangka baja pemikul momen khusus 8 3 5frac12 TB TB T TB TB
2 Rangka batang baja pemikul momen khusus 7 3 5frac12 TB TB 48 30 TI
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
21
Tabel 29 Faktor R Cd dan Ω0 untuk sistem penahan gaya gempa (lanjutan)
Sistem penahan-gaya seismik
Koefisien
modifikasi respons
Ra
Faktor kuat- lebih sistem
Ω0g
Faktor
pembesaran defleksi
Cdb
Batasan sistem struktur dan batasan
tinggi struktur h (m) c
Kategori desain seismik
B C Dd E
d F
e
3 Rangka baja pemikul momen menengah 4frac12 3 4 TB 1TB 10hi TIh TIi
4 Rangka baja pemikul momen biasa 3frac12 3 3 TB TB TIh TIh TIi
5 Rangka beton bertulang pemikul momen khusus
8 3 5frac12 TB TB TB TB TB
6 Rangka beton bertulang pemikul momen menengah
5 3 4frac12 TB TB TI TI TI
7 Rangka beton bertulang pemikul momen 3 3 2frac12 TB TI TI TI TI
8 Rangka baja dan beton komposit pemikul momen khusus
8 3 5frac12 TB TB TB TB TB
9 Rangka baja dan beton komposit pemikul momen menengah
5 3 4frac12 TB TB TI TI TI
10Rangka baja dan beton komposit terkekang parsial pemikul momen
6 3 5frac12 48 48 30 TI TI
11Rangka baja dan beton komposit pemikul momen biasa
3 3 2frac12 TB TI TI TI TI
12 Rangka baja canai dingin pemikul momen khusus dengan pembautan
3frac12 3o 3frac12 10 10 10 10 10
D Sistem ganda dengan rangka pemikul momen khusus yang mampu menahan paling sedikit 25 persen gaya gempayang ditetapkan
1 Rangka baja dengan bresing eksentris 8 2frac12 4 TB TB TB TB TB
2 Rangka baja dengan bresing konsentris khusus
7 2frac12 5frac12 TB TB TB TB TB
3 Dinding geser beton bertulang khusus 7 2frac12 5frac12 TB TB TB TB TB
4 Dinding geser beton bertulang biasa 6 2frac12 5 TB TB TI TI TI
5 Rangka baja dan beton komposit dengan bresing eksentris
8 2frac12 4 TB TB TB TB TB
6 Rangka baja dan beton komposit dengan bresing konsentris khusus
6 2frac12 5 TB TB TB TB TB
7 Dinding geser pelat baja dan beton 7frac12 2frac12 6 TB TB TB TB TB
8 Dinding geser baja dan beton komposit 7 2frac12 6 TB TB TB TB TB
9 Dinding geser baja dan beton komposit 6 2frac12 5 TB TB TI TI TI 10Dinding geser batu bata bertulang khusus 5frac12 3 5 TB TB TB TB TB
11Dinding geser batu bata bertulang 4 3 3frac12 TB TB TI TI TI
12Rangka baja dengan bresing terkekang terhadap tekuk
8 2frac12 5 TB TB TB TB TB
13Dinding geser pelat baja khusus 8 2frac12 6frac12 TB TB TB TB TB
E Sistem ganda dengan rangka pemikul momen menengah mampu menahan paling sedikit 25 persen gayagempayang ditetapkan
1 Rangka baja dengan bresing
konsentris khususf
6 2frac12 5 TB TB 10 TI TIhk
2 Dinding geser beton bertulang khusus 6frac12 2frac12 5 TB TB 48 30 30
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
22
Tabel 29 Faktor R Cd dan Ω0 untuk sistem penahan gaya gempa (lanjutan)
Sistem penahan-gaya seismik
Koefisien
modifikasi respons
Ra
Faktor kuat- lebih sistem
Ω0g 0
Faktor
pembesaran defleksi
Cdb
Batasan sistem struktur dan batasan
tinggi struktur h (m) c
Kategori desain seismik
B C Dd E d F e
3 Dinding geser batu bata bertulang biasa 3 3 2frac12 TB 48 TI T TI 4 Dinding geser batu bata bertulang 3frac12 3 3 TB TB TI TI TI
5 Rangka baja dan beton komposit dengan bresing konsentris khusus
5frac12 2frac12 4frac12 TB TB 48 30 TI
6 Rangka baja dan beton komposit dengan bresing biasa
3frac12 2frac12 3 TB TB TI TI TI
7 Dinding geser baja dan betonkomposit 5 3 4frac12 TB TB TI TI TI
8 Dinding geser beton bertulang biasa 5frac12 2frac12 4frac12 TB TB TI TI TI
F Sistem interaktif dinding geser-rangka dengan rangka pemikul momen beton bertulang biasa dan dinding geser beton bertulang biasa
4frac12 2frac12 4 TB TI TI TI TI
G Sistem kolom kantilever didetail untuk memenuhi persyaratan
1 Sistem kolom baja dengan kantilever khusus
2frac12 1frac14 2frac12 10 10 10 10 10
2 Sistem kolom baja dengan kantilever biasa 1frac14 1frac14 1frac14 10 10 TI TIhi TIh
i3 Rangka beton bertulang pemikul momen
khusus 2frac12 1frac14 2frac12 10 10 10 10 10
4 Rangka beton bertulang pemikul momen menengah
1frac12 1frac14 1frac12 10 10 TI TI TI
5 Rangka beton bertulang pemikul momen biasa
1 1frac14 1 10 TI TI TI TI
6 Rangka kayu 1frac12 1frac12 1frac12 10 10 10 TI TI
H Sistem baja tidak didetail secara khusus untuk ketahanan seismik tidak termasuk sistem kolom kantilever
3 3 3 TB TB TI TI TI
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
Bekerjanya beban untuk bangunan bertingkat berlaku sistem gravitasi yaitu
elemen struktur yang berada di atas akan membebani elemen struktur di
bawahnya atau dengan kata lain elemen struktur yang mempunyai kekuatan
lebih besar akan menahan atau memikul elemen struktur yang mempunyai
kekuatan lebih kecil
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
23
Dengan demikian sistem bekerjanya beban untuk elemen ndash elemen struktur
gedung bertingkat secara umum dapat dinyatakan sebagai berikut beban pelat
lantai didistribusikan terhadap balok anak dan balok portal beban balok portal
didistribusikan ke kolom dan beban kolom kemudian diteruskan ke tanah dasar
melalui pondasi
Dalam perumusan kriteria desain seismik suatu bangunan di permukaan tanah
atau penentuan amplifikasi besaran percepatan gempa puncak dari batuan dasar
ke permukaan tanah untuk suatu situs maka situs tersebut harus diklasifikasikan
terlebih dahulu Profil tanah di situs harus diklasifikasikan sesuai dengan Tabel
210 berdasarkan profil tanah lapisan 30 m paling atas Penetapan kelas situs
harus melalui penyelidikan tanah di lapangan dan dilaboratorium yang
dilakukan oleh otoritas yang berwewenang atau ahli desain geoteknik
bersertifikat dengan minimal mengukur secara independen dua dari tiga
parameter tanah yang tercantum dalam Tabel 210 Dalam hal ini kelas situs
dengan kondisi yang lebih buruk harus diberlakukan Apabila tidak tersedia data
tanah yang spesifik pada situs sampai kedalaman 30 m maka sifat-sifat tanah
harus diestimasi oleh seorang ahli geoteknik yang memiliki sertifikatijin
keahlian yang menyiapkan laporan penyelidikan tanah berdasarkan kondisi
getekniknya Penetapan kelas situs SA dan kelas situs SB tidak diperkenankan
jika terdapat lebih dari 3 m lapisan tanah antara dasar telapak atau rakit fondasi
dan permukaan batuan dasar (SNI 17262012)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
24
Tabel 210 Klasifikasi situs
Kelas situs vs (mdetik) N atau N ch su (kPa)
SA (batuan keras) gt1500 NA NA SB (batuan) 750 sampai 1500 NA NA SC (tanah keras sangat padat dan batuan lunak)
350 sampai 750 gt50
2100
SD (tanah sedang) 175 sampai 350 15sampai 50 50 sampai100 lt 175 lt15 lt 50SE (tanah lunak) Atau setiap profil tanah yang mengandung lebih dari 3 m tanah dengan
karateristik sebagai berikut 1 Indeks plastisitas PI gt 20 2 Kadar air w 2 40 3 Kuat geser niralir su lt 25 kPa
SF (tanah khusus)
Setiap profil lapisan tanah yang memiliki salah satu atau lebih dari karakteristik berikut - Rawan dan berpotensi gagal atau runtuh akibat beban gempa seperti
mudah likuifaksi lempung sangat sensitif tanah tersementasi lemah - Lempung sangat organik danatau gambut (ketebalan H gt 3 m)
- Lempung berplastisitas sangat tinggi (ketebalan H gt 75 m dengan
Indeks Plasitisitas PI gt 75 ) Lapisan lempung lunaksetengah teguh dengan ketebalan H gt 35 m
dengan su lt 50 kPa
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
- Kecepatan rata-rata gelombang geser Vs
Dimana
di = tebal setiap lapisan antara kedalaman 0 sampai 30 meter
Vsi = kecepatan gelombang geser lapisan i dinyatakan dalam meter per
detik (mdetik)
- Tahanan penetrasi standar lapangan rata-rata N
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
25
Dimana
di = tebal setiap lapisan antara kedalaman 0 sampai 30 meter
Ni = tahanan penetrasi standar 60 persen energy ( N60 ) yang terukur
langsung di lapangan tanpa koreksi dengan nilai tidak lebih dari
305 pukulanm
- Kuat geser niralir rata-rata Su
Dimana
dc = jumlah ketebalan total dari lapisan - lapisan tanah kohesif di
dalam lapisan 30 meter paling atas
Sui = kuat geser niralir (kPa) dengan nilai tidak lebih dari 250 kPa
Untuk penentuan respons spektral percepatan gempa MCER di permukaan tanah
diperlukan suatu faktor amplifikasi seismik pada perioda 02 detik dan perioda 1
detik Faktor amplifikasi meliputi faktor amplifikasi getaran terkait percepatan pada
getaran perioda pendek (Fa) dan faktor amplifikasi terkait percepatan yang
mewakili getaran perioda 1 detik (Fv) Parameter spektrum respons percepatan pada
perioda pendek (SMS) dan perioda 1 detik (SM1) Yang disesuaikan dengan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
26
pengaruh klasifikasi situs (SNI 17262012) harus ditentukan dengan perumusan
berikut ini
SMS = Fa Ss
SM1 = Fv S1
Dimana
Ss = parameter respons spektral percepatan gempa MCER terpetakan untuk
perioda pendek
S1 = parameter respons spektral percepatan gempa MCER terpetakan untuk
perioda 10 detik
dan koefisien situs Fa dan Fv mengikuti Tabel 211 dan Tabel 212
Tabel 211 Koefisien situs Fa
Kelas situs
Parameter respons spektral percepatan gempa (MCER) terpetakan padaperioda pendek T=02 detik Ss
Ss s 025 Ss = 05 Ss = 075 Ss = 10 Ss 2 125 SA 08 08 08 08 08SB 10 10 10 10 10SC 12 12 11 10 10SD 16 14 12 11 10SE 25 17 12 09 09SF SSb
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
CATATAN
- Untuk nilai-nilai antara Ss dapat dilakukan interpolasi linier
- SS = Situs yang memerlukan investigasi geoteknik spesifik dan analisis respons situs spesifik
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
27
Tabel 212 Koefisien situs Fv
Kelas situs
Parameter respons spektral percepatan gempa MCER terpetakan padaperioda 1 detik S1
S1 s 01 S1 = 02 S1 = 03 S1 = 04 S1 2 05 SA 08 08 08 08 08SB 10 10 10 10 10SC 17 16 15 14 13SD 24 2 18 16 15SE 35 32 28 24 24SF SSb
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
CATATAN
- Untuk nilai-nilai antara Ss dapat dilakukan interpolasi linier
- SS = Situs yang memerlukan investigasi geoteknik spesifik dan analisis respons situs spesifik Struktur harus ditetapkan memiliki suatu kategori desain seismik Struktur dengan
kategori risiko I II atau III yang berlokasi di mana parameter respons spektral
percepatan terpetakan pada perioda 1 detik S1 lebih besar dari atau sama dengan
075 harus ditetapkan sebagai struktur dengan kategori desain seismik E Struktur
yang berkategori risiko IV yang berlokasi di mana parameter respons spektral
percepatan terpetakan pada perioda 1 detik S1 lebih besar dari atau sama dengan
075 harus ditetapkan sebagai struktur dengan kategori desain seismik F Semua
struktur lainnya harus ditetapkan kategori desain seismiknya berdasarkan kategori
risikonya dan parameter respons spektral percepatan desainnya SDS dan SD1
Masing-masing bangunan dan struktur harus ditetapkan ke dalam kategori desain
seismik yang lebih parah dengan mengacu pada Tabel 213 atau 214 terlepas dari
nilai perioda fundamental getaran struktur T (SNI 17262012)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
28
Tabel 213 Kategori desain seismik berdasarkan parameter respons percepatan pada perioda pendek
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
Tabel 214 Kategori desain seismik berdasarkan parameter respons
percepatan pada perioda 1 detik
Nilai S D1 Kategori risiko
I atau II atau III IV
SD1 lt 0167 A A
0067 lt SD1 lt 0133 B C
0133 lt SD1 lt 020 C D
020 lt SD1 D D (Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung
dan non gedung SNI 17262012)
Geser dasar seismik V dalam arah yang ditetapkan harus ditentukan sesuai
dengan persamaan berikut
V = Cs W
Keterangan
Cs = koefisien respons seismik
W = berat seismik efektif
Berat seismik efektif struktur W menurut SNI 17262012 harus menyertakan
seluruh beban mati dan beban lainnya yang terdaftar di bawah ini
Nilai SDS Kategori risiko
I atau II atau III IV
SDS lt 0167 A A
0167 lt SDS lt 033 B C
033 lt SDS lt 050 C D
050 lt SDS D D
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
29
1 Dalam daerah yang digunakan untuk penyimpanan minimum sebesar 25
persen beban hidup lantai (beban hidup lantai di garasi publik dan struktur
parkiran terbuka serta beban penyimpanan yang tidak melebihi 5 persen
dari berat seismik efektif pada suatu lantai tidak perlu disertakan)
2 Jika ketentuan untuk partisi disyaratkan dalam desain beban lantai diambil
sebagai yang terbesar di antara berat partisi aktual atau berat daerah lantai
minimum sebesar 048 kNm2
3 Berat operasional total dari peralatan yang permanen
4 Berat lansekap dan beban lainnya pada taman atap dan luasan sejenis
lainnya
Koefisien respons seismik Cs harus ditentukan sesuai dengan
Cs =
Dimana
SDS = parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang perioda
pendek
R = faktor modifikasi respons dalam Tabel 29
Ie = faktor keutamaan gempa yang ditentukan sesuai Tabel 28
Nilai Cs yang dihitung sesuai dengan Persamaan diatas tidak perlu melebihi Cs dari
persamaan di bawah
Cs =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
30
Cs yang di dapatkan harus tidak kurang dari
Cmin = 0044 SDS Ie gt 001
Sebagai tambahan untuk struktur yang berlokasi di daerah di mana 1 S sama
dengan atau lebih besar dari 06g maka Cs harus tidak kurang dari
Cs =
Dimana
SDS = parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang perioda
pendek
SD1 = parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang sebesar
10 detik
R = faktor modifikasi respons dalam Tabel 29
Ie = faktor keutamaan gempa yang ditentukan sesuai Tabel 28
T = perioda fundamental struktur (detik)
Perioda fundamental pendekatan Ta dalam detik harus ditentukan dari
Ta = Ct
Dimana
hn = ketinggian struktur dalam (m)
Ct = koefisien prioda struktur pendekatan yang ditentukan dalam tabel 213
x = koefisien ketinggian yang ditentukan dalam tabel 213
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
31
Tabel 215 Nilai parameter perioda pendekatan Ct dan x
Tipe struktur Ct x
Sistem rangka pemikul momen di mana rangka memikul 100 persen gaya gempa yang disyaratkan dan tidak dilingkupi atau dihubungkan dengan komponen yang lebih kaku dan akan mencegah rangka dari defleksi jika dikenai gaya gempa
Rangka baja pemikul momen 00724 a 08
Rangka beton pemikul momen 00466 a 09
Rangka baja dengan bresing eksentris 00731 a 075
Rangka baja dengan bresing terkekang terhadap tekuk 00731 a 075
Semua sistem struktur lainnya 00488 a 075
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
Sebagai alternatif menurut SNI 17262012 untuk menentukan perioda fundamental
pendekatan Ta dalam detik dari persamaan berikut untuk struktur dengan
ketinggian tidak melebihi 12 tingkat di mana sistem penahan gaya gempa terdiri
dari rangka penahan momen beton atau baja secara keseluruhan dan tinggi tingkat
paling sedikit 3 m
Ta = 01N
Dimana
N = jumlah tingkat (m)
Perioda fundamental struktur harus dibatasi dengan
Tmax = Cu Ta
Dimana
Ta = waktu getar struktur dalam (m)
Cu = koefisien batas prioda struktur yang ditentukan dalam tabel 214
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
32
Tabel 216 Koefisien untuk batas perioda struktur
Parameter percepatan respons spektral desain pada 1 detik S D1
Koefisien Cu
gt 04 14 03 14 02 15
015 16
lt 01 17 (Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur
gedung dan non gedung SNI 17262012)
212 Kombinasi Pembebanan
komponen-elemen struktur dan elemen-elemen fondasi menurut SNI
17262012 harus dirancang sedemikian hingga kuat rencananya sama atau melebihi
pengaruh beban-beban terfaktor dengan kombinasi-kombinasi sebagai berikut
1 14D
2 12D + 16L + 05(Lr atau R)
3 12D + 16(Lr atau R) + (L atau 05W)
4 12D + 10 W + L + 05(Lr atau R)
5 12D + 10 E + L
6 09D + 10 W
7 09D + 10 E
8
Pengaruh beban gempa E harus ditentukan sesuai dengan berikut ini
1 Untuk penggunaan dalam kombinasi beban 5 dalam
E = Eh + Ev
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
33
2 Untuk penggunaan dalam kombinasi beban 7
E = Eh - Ev
Keterangan
E = pengaruh beban gempa
Eh = pengaruh beban gempa horisontal
Ev = pengaruh beban gempa vertikal
Pengaruh beban gempa horisontal Eh harus ditentukan sesuai dengan Persamaan
sebagai berikut
E h = ρQh
Keterangan
Q = pengaruh gaya gempa horisontal dari V atau F p
ρ = faktor redundansi
Untuk struktur yang dirancang untuk kategori desain seismik D E atau Fm
SNI 17262012 mengatur ρ harus sama dengan 13 kecuali jika satu dari dua
kondisi berikut dipenuhi di mana p diijinkan diambil sebesar 10
a Masing-masing tingkat yang menahan lebih dari 35 persen geser dasar dalam
arah yang ditinjau harus sesuai dengan Tabel 212
b Struktur dengan denah beraturan di semua tingkat dengan sistem penahan gaya
gempa terdiri dari paling sedikit dua bentang perimeter penahan gaya gempa
yang merangka pada masing-masing sisi struktur dalam masing-masing arah
ortogonal di setiap tingkat yang menahan lebih dari 35 persen geser dasar
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
34
Jumlah bentang untuk dinding geser harus dihitung sebagai panjang dinding
geser dibagi dengan tinggi tingkat atau dua kali panjang dinding geser dibagi
dengan tinggi tingkat hsx untuk konstruksi rangka ringan
Tabel 217 Persyaratan untuk masing-masing tingkat yang menahan lebih
dari 35 persen gaya geser dasar
Elemen penahan gaya lateral
Persyaratan
Rangka dengan bresing
Pelepasan bresing individu atau sambungan yang terhubung tidak akan mengakibatkan reduksi kuat tingkat sebesar lebih dari 33 persen atau sistem yang dihasilkan tidak mempunyai ketidakteraturan torsi yang berlebihan (ketidakteraturan struktur horisontal Tipe 1b)
Rangka pemikul momen
Kehilangan tahanan momen di sambungan balok ke kolom di kedua ujung balok tunggal tidak akan mengakibatkan lebih dari reduksi kuat tingkat sebesar33 persen atau sistem yang dihasilkan tidak mempunyai ketidakteraturantorsi yang berlebihan (ketidakteraturan struktur horisontal Tipe 1b)
Dinding geser atau pilar dinding dengan rasio tinggi terhadap panjang lebih besar dari 10
Pelepasan dinding geser atau pier dinding dengan rasio tinggi terhadap panjang lebih besar dari 10 di semua tingkat atau sambungan kolektor yang terhubung tidak akan mengakibatkan lebih dari reduksi kuat tingkat sebesar 33 persen atau sistem yang dihasilkan mempunyai ketidakteraturan torsi yang berlebihan (ketidakteraturan struktur horisontal Tipe 1b)
Kolom kantilever Kehilangan tahanan momen di sambungan dasar semua kolom kantilever tunggal tidak akan mengakibatkan lebih dari reduksi kuat tingkat sebesar 33 persen atau sistem yang dihasilkan mempunyai ketidakteraturan torsi yang berlebihan (ketidakteraturan struktur horisontal Tipe 1b)
Lainnya Tidak ada persyaratan
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
22 Kinerja Struktur Gedung
221 Kinerja Batas Layan
Kinerja batas layan struktur gedung ditentukan oleh simpangan antar tingkat
akibat pengaruh gempa rencana yaitu untuk membatasi terjadinya pelelehan baja
dan peretakan beton yang berlebihan di samping untuk mencegah kerusakan
nonstruktur dan ketidaknyamanan penghuni Simpangan antar-tingkat ini harus
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
35
dihitung dari simpangan struktur gedung tersebut akibat pengaruh gempa nominal
yang telah dibagi Faktor Skala
Faktor Skala =
gt 1
Dimana
V1 = Gaya geser dasar nominal sebagai respons dinamik ragam yang
pertama saja
Vt = Gaya geser dasar nominal yang didapat dari hasil analisis ragam
spektrum respons yang telah dilakukan
Gaya geser dasar nominal yang didapat dari hasil spektrum respons Analisis harus
dilakukan untuk menentukan ragam getar alami untuk struktur Analisis harus
menyertakan jumlah ragam yang cukup untuk mendapatkan partisipasi massa
ragam terkombinasi sebesar paling sedikit 90 persen dari massa aktual dalam
masing-masing arah horisontal ortogonal dari respons yang ditinjau oleh model
Parameter respons ragam untuk masing-masing parameter desain terkait gaya yang
ditinjau termasuk simpangan antar lantai tingkat gaya dukung dan gaya elemen
struktur individu untuk masing-masing ragam respons harus dihitung menggunakan
properti masing-masing ragam dan spectrum respons dibagi dengan kuantitas (R
Ie) Parameter respons terkombinasi untuk perpindahan dan kuantitas simpangan
antar lantai harus dikalikan dengan kuantitas (CdIe) Nilai untuk masing-masing
parameter yang ditinjau yang dihitung untuk berbagai ragam harus
dikombinasikan menggunakan metoda akar kuadrat jumlah kuadrat (SRSS) atau
metoda kombinasi kuadrat lengkap (CQC) sesuai dengan SNI 17262012 Metoda
CQC harus digunakan untuk masing-masing nilai ragam di mana ragam berjarak
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
36
dekat mempunyai korelasi silang yang signifikan di antara respons translasi dan
torsi
Kinerja batas ultimit struktur gedung ditentukan oleh simpangan antar-tingkat
maksimum struktur gedung akibat pengaruh gempa rencana dalam kondisi struktur
gedung di ambang keruntuhan yaitu untuk membatasi kemungkinan terjadinya
keruntuhan struktur gedung yang dapat menimbulkan korban jiwa manusia dan
untuk mencegah benturan berbahaya antar-gedung atau antar bagian struktur
gedung yang dipisah dengan sela pemisah (sela delatasi) simpangan antar-tingkat
ini harus dihitung dari simpangan struktur gedung akibat pembebanan gempa
nominal (SNI 17262002) Penentuan simpangan antar lantai tingkat desain ( ∆ )
harus dihitung sebagai perbedaan defleksi pada pusat massa di tingkat teratas dan
terbawah yang ditinjau Lihat Gambar 24 Apabila pusat massa tidak terletak
segaris dalam arah vertikal diijinkan untuk menghitung defleksi di dasar tingkat
berdasarkan proyeksi vertikal dari pusat massa tingkat di atasnya (SNI 17262012)
Gambar 24 Penentuan simpangan antar lantai
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
37
Defleksi pusat massa di tingkatx (δx) (mm) harus ditentukan sesuai dengan
persamaan berikut
δx =
Dimana
Cd = faktor amplifikasi defleksi dalam Tabel 29
δxe = defleksi pada lokasi yang disyaratkan pada pasal ini yang ditentukan
dengan analisis elastis
Ie = faktor keutamaan gempa yang ditentukan sesuai dengan tabel 28
Simpangan antar lantai tingkat desain ∆ tidak boleh melebihi simpangan antar
lantai tingkat ijin ∆a seperti didapatkan dari Tabel 213 untuk semua tingkat
Tabel 218 Simpangan antar lantai ijin
Struktur
Kategori risiko
I atau II III IV
Struktur selain dari struktur dinding geser batu bata 4 tingkat atau kurang dengan dinding interior partisi langit-langit dan sistem dinding eksterior yang telah didesain untuk mengakomodasi simpangan antar lantai tingkat
0025h c
sx 0020 hsx 0015 hsx
Struktur dinding geser kantilever batu batad 0010 hsx 0010 hsx 0010 hsx
Struktur dinding geser batu bata lainnya 0007 hsx 0007 hsx 0007 hsx
Semua struktur lainnya 0020 hsx 0015 hsx 0010 hsx
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
Dua bagian struktur gedung yang tidak direncanakan untuk bekerja sama sebagai
satu kesatuan dalam mengatasi pengaruh Gempa Rencana harus dipisahkan yang
satu terhadap yang lainnya dengan suatu sela pemisah (sela delatasi) yang lebarnya
paling sedikit harus sama dengan jumlah simpangan masing-masing bagian struktur
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
38
gedung pada taraf itu Dalam segala hal lebar sela pemisah tidak boleh ditetapkan
kurang dari 75 mm (SNI 17262012)
222 Kinerja Batas kekuatan
2221 Perencanaan Pelat Floor Deck
Floor deck pada pelat menggantikan fungsi tulangan Tarik pada daerah
lapangan Analisis pelat floor deck meggunakan metode pelat satu arah Bila pelat
mengalami rotasi bebas pada tumpuan pelat dan tumpuan sangat kaku terhadap
momen puntir maka pelat itu dikatakan jepit penuh Bila balok tepi tidak cukup
kuat untuk mencegah rotasi maka dikatakan terjepit sebagian Tebal minimum
yang ditentukan dalam Tabel 214 berlaku untuk konstruksi satu arah yang tidak
menumpu atau tidak disatukan dengan partisi atau konstruksi lain yang mungkin
akan rusak akibat lendutan yang besar kecuali bila erhitungan lendutan
menunjukkan bahwa ketebalan yang lebih kecil dapat digunakan tanpa
menimbulkan pengaruh yang merugikan
Tabel 219 Tebal Minimum Balok Non-Prategang Atau Pelat Satu Arah Bila
Lendutan Tidak Dihitung Tebal minimum h
Komponen struktur Tertumpu Satu ujung Kedua ujung Kantilever
Komponen struktur tidak menumpu atau tidak dihubungkan dengan partisi ataukonstruksi lainnya yang mungkin rusak oleh lendutan yang besar
Pelat masif satu-arah 20
24
28
10
Balok atau pelat rusuk satu-arah 16
185
21
8
(Sumber Tata cara perhitungan struktur beton untuk bangunan gedung SNI 28472002)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
39
CATATAN Panjang bentang dalam mm Nilai yang diberikan harus digunakan langsung untuk komponen struktur dengan beton normal dan tulangan tulangan Mutu 420 MPa Untuk kondisi lain nilai di atas harus dimodifikasikan sebagai berikut a Untuk struktur beton ringan dengan berat jenis (equilibrium density) w di antara 1440 sampai
1840 kgm3 nilai tadi harus dikalikan dengan (165 ndash 00003wc) tetapi tidak kurang dari 109
b Untuk fy selain 420 MPa nilainya harus dikalikan dengan (04 + fy700)
a Disain pada Momen Positif
Disain pada momen positif gaya Tarik disumbangkan oleh metal deck dan
gaya tekan disumbangkan oleh beton Dalam hal ini penampang beton
berbentuk persegi panjang
Gambar 25 Diagram tegangan momen positif floor deck
Penulangan lentur dihitung analisa tulangan tunggal dengan langkah-langkah
sebagai berikut
Mn =
Dimana ϕ= 08
Rn =
m =
ρ = 1 ndash 1 ndash
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
40
As PERLU = ρ b d
rasio tulangan minimum menggunakan syarat tulangan susut dan tulangan
suhu sebagai acuan dan di tabelkan sebagai berikut
Tabel 220 Rasio Tulangan Minimum Pada Pelat
Jenis Pelat ρmin
Pelat yang menggunakan batang tulangan ulir mutu 300 00020
Pelat yang menggunakan batang tulangan ulir atau jaring kawat las 00018
Pelat yang menggunakan tulangan dengan tegangan leleh melebihi 00018 x 400 fy
(Sumber Tata cara perhitungan struktur beton untuk bangunan gedung SNI 28472002)
Persyaratan lain yang harus dipenuhi dalam mendisain pelat satu arah adalah
jarak tulangan maximum Pasal 12 SNI 03-2847-2002 butir 64 jarak tulangan
adalah
S = ndash 25 Cc
Dimana
fs = 60 fy
Cc = Selimut Beton
b Disain pada Momen Negatif
Disain pada momen positif gaya Tarik disumbangkan oleh wiremesh dan gaya
tekan disumbangkan oleh beton Dalam hal ini penampang beton berbentuk
sebagai berikut
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
41
Gambar 26 Diagram tegangan momen negatif floor deck
2222 Perencanaan Pelat Chekered
Pelat metal didisain menggunakan metode pelat satu arah syarat batas yang
harus di penuhi pelat metal adalah
ϕMn gt Mu
dimana
ϕMn = momen nominal = Zx fy
Mu = momen ultimate
2223 Perencanaan Batang Tekan
Kekuatan tekan disain harus nilai terendah yang diperoleh berdasarkan
keadaan batas dari tekuk lentur tekuk torsi dan tekuk torsi lentur Profil dengan
dominan keruntuhan tekuk lentur kekuatan nominal nya adalah
ϕPn = 09 fcr A
tegangan kritis fcr ditentukan sebagai berikut
a Bila lt 471 ( atau lt 225 )
fcr =0658 fy
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
42
b Bila gt 471 ( atau gt 225 )
fcr =0877 fe
fe =
Dimana
K = faktor panjang efektir
L = panjang profil
r = jari jari inersia
fcr = tegangan kritis
fe = tegangan euler
λ = kelangsingan =
2224 Perencanaan Batang Lentur
Pembebanan balok disesuaikan dengan peraturan pembebanan Indonesia
untuk gedung (PPIUG) 1983 sedangkan pemakaian profil dihitung sesuai dengan
SNI 03-1729-2015
Tabel 221 Nilai kekuatan lentur berdasarkan SNI 1729 2015
PROFIL q Lr Lp MP Mr Vn
kgm m m KN m KN m KN
WF 150 x 75 x 5 x 7 1400 316 084 2354 1509 10800
WF 150 x 100 x 6 x 9 2110 530 120 3609 2346 12787
WF 200 x 100 x 45 x 7 1820 346 112 4089 2720 12830
WF 200 x 100 x 55 x 8 2130 378 112 4802 3128 15840
WF 200 x 150 x 6 x 9 3060 637 182 7108 4688 16762
WF 250 x 125 x 5 x 8 2570 420 141 7327 4845 17856
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
43
Tabel 221 Nilai kekuatan lentur berdasarkan SNI 1729 2015 (lanjutan)
PROFIL q Lr Lp MP Mr Vn
kgm m m KN m KN m KN
WF 250 x 125 x 6 x 9 2960 446 141 8443 5508 21600
WF 300 x 150 x 55 x 8 3200 475 167 10920 7208 23602
WF 300 x 150 x 65 x 9 3670 497 167 12528 8177 28080
WF 350 x 175 x 6 x 9 4140 553 197 16538 10897 29894
WF 350 x 175 x 7 x 11 4960 593 200 20179 13175 35280
WF 400 x 200 x 7 x 11 5660 646 227 26100 17170 39917
WF 400 x 200 x 8 x 13 6600 684 230 30861 20230 46080
WF 450 x 200 x 9 x 14 7600 667 223 38913 25330 58320
WF 500 x 200 x 10 x 16 8960 669 219 50311 32470 72000
WF 600 x 200 x 11 x 17 10600 628 209 68714 44030 95040
HB 100 x 100 x 6 x 8 1720 724 125 2018 1300 8640
HB 125 x 125 x 65 x 9 2380 806 158 3578 2312 11700
HB 150 x 150 x 7 x 10 3150 895 190 5748 3723 15120
HB 175 x 175 x 75 x 11 4020 981 222 8628 5610 18900
HB 200 x 200 x 8 x 12 4990 1072 255 12314 8024 23040
HB 250 x 250 x 9 x 14 7240 1255 319 22483 14739 32400
HB 300 x 300 x 10 x 15 9400 1376 381 35152 23120 43200
HBC 350 x 350 x 12 x 19 13700 1718 449 59834 39100 60480
HBC 400 x 400 x 13 x 21 17200 1903 513 86402 56610 74880
WFC 600 x 300 x 12 x 20 15100 1045 348 103413 68340 101606
WFC 700 x 300 x 13 x 24 18500 1041 344 149968 97920 131040
WFC 800 x 300 x 14 x 26 21000 1010 336 191889 123930 161280
WFC 900 x 300 x 16 x 28 24300 984 324 244178 155380 207360
- Profil I dan Kanal
a Kontrol Momen
ϕMn = 09 Mn
- Apabila L lt Lp
Mn = Mp = Zx fy
- Apabila Lp lt L lt Lr
Mn = Cb Mp ndash ( Mp- Mr)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
44
Apabila L gt Lr
Mn = Mcr = radic 1
=
lt 23
=
= 4 2
=
1 1
= 176
Untuk profil I konstanta torsi dan konstanta warping adalah
J = [ 2b + h ]
Cw =
Untuk profil kanal konstanta torsi dan konstanta warping adalah
J = [ 2b + h ]
Cw = [
]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
45
Gambar 27 Kuat Momen Lentur Nominal Akibat Tekuk Torsi Lateral
b Kontrol Geser
Untuk profil I
= 060 fyw Aw lt Vu
Persamaan diatas dapat dipenuhi bila syarat kelangsingan untuk tebal pelat web
sebagai berikut
lt
c Kontrol Lendutan
Batas-batas lendutan untuk keadaan kemampuan-layan batas harus sesuai
dengan struktur fungsi penggunaan sifat pembebanan serta elemen-elemen
yang didukung oleh struktur tersebut Batas lendutan maksimum diberikan
dalam Tabel dibawah
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
46
Tabel 222 Batas Lendutan Maksimum
Komponen struktur dengan beban tidak Beban tetap Beban
Balok pemikul dinding atau finishing yang getas L360 - Balok biasa L240 - Kolom dengan analisis orde pertama saja h500 h200 Kolom dengan analisis orde kedua h300 h200
(Sumber Tata cara perencanaan struktur baja untuk bangunan gedung SNI 17292002)
- Profil Siku
a Kontrol Momen
ϕMn = 09 Mn
- Momen Leleh
Mn = 15 My
Dimana
My = momen leleh di sumbu lentur
- Momen dengan tekuk torsi lateral
1 Bila Me lt My
Mn = [ 092 -
] Me
2 Bila Me gt My
Mn = [ 192 ndash 117 ] Me lt 15 My
Lentur di sumbu utama major dari baja siku kaki sama
Me =
Dimana
Lb = Panjang profil tak terkekang
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
47
b = lebar siku
E = elastisitas profil siku
t = tebal profil siku
Me = momen tekuk lateral-torsi elastis
b kontrol geser
ϕVn = 09 06 Aw fy cv
Dimana Vn = kekuatan geser penampang Aw = luas badan = b x t fy = tegangan leleh profil siku Nilai cv dari persamaan diatas ditentukan dengan
- Bila
lt 11
cv = 1
- Bila
11
lt lt 137
cv = 11
x
- Bila
gt 137
cv =
x
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
48
2225 Perencanaan Balok Kolom
Komponen struktur yang mengalami momen lentur dan gaya aksial harus
direncanakan memenuhi ketentuan sebagai berikut
Untuk
gt 02
+ (
+
) lt 1
Untuk
lt 02
+ (
+
) lt 1
Dimana
Pu = Gaya aksial (tarik atau tekan) terfaktor N
Pn = Kuat nominal penampang N
ϕ = Faktor reduksi kekuatan
= 09 untuk aksial tarik
= 09 untuk aksial tekan
Mux = Momen lentur terfaktor terhadap sumbu-x
Muy = Momen lentur terfaktor terhadap sumbu-y
Mnx = Kuat nominal lentur penampang terhadap sumbu-x
Mny = Kuat nominal lentur penampang terhadap sumbu-y
ϕb = Faktor reduksi kekuatan lentur = 09
2226 Perencanaan Balok Komposit
Menurut SNI 17292015 lebar efektif balok komposit adalah
- seperdelapan dari bentang balok pusat-ke-pusat tumpuan
- setengah jarak ke sumbu dari balok yang berdekatan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
49
- jarak ke tepi dari pelat
Kekuatan Lentur Positif balok komposit bisa di disain secara plastis jika memenuhi
lt 376 Jika gt 376 maka momen harus di tentukan dengan
superposisi tegangan elastis (SNI 17292015) Nilai ultimate dari momen lentur
dapat di tinjau dari 2 kondisi yaitu
1 Sumbu netral jatuh pada pelat beton
Besar nya gaya tekan pada kondisi ultimate adalah
C = 085 a be
Gaya tarik pada profil baja adalah
T = As fy
Gaya tarik floor deck adalah
T = Afd fu
Jika ẏ gt (tf - hfd) keseimbangan gaya C = T maka diperoleh
a =
Lengan kopel terhadap gaya tekan
d1 = ts ndash ċ -
d2 = + ts -
Kuat momen lentur nominal positif balok komposit adalah
ϕMn = 09 [ As fy ( d2 ) + Afd fu ( d1 ) ]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
50
Gambar 28 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan ẏ lt (ts - hfd)
Gambar 29 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan ẏ gt (ts - hfd)
Jika ẏ lt (tf - hfd) gaya tarik floor deck adalah
T = Aefd fu
keseimbangan gaya C = T maka diperoleh
a =
Lengan kopel terhadap gaya tekan
d1 = ts ndash ċ -
d2 = + ts -
Kuat momen lentur nominal positif balok komposit adalah
ϕMn = 09 [ As fy ( d2 ) + Aefd fu ( d1 ) ]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
51
2 Sumbu netral jatuh pada baja profil
Besar nya gaya tekan pada kondisi ultimate adalah
Cc = 085 a be
Gaya tarik pada profil baja adalah
T = As fy
Keseimbangan gaya diperoleh
Trsquo = Cc + Cs
Besarnya Trsquo sekarang lebih kecil daripada Asfy yaitu
Trsquo = As fy - Cs
Sehingga gaya tekan profil baja
Cc + Cs = As fy - Cs
2Cs = Cc + As fy
Cs =
Jika ẏ lt (ts + tf) Pusat tarik profil
ӯ = ẏ ẏ
ẏ
lengan kopel terhadap pusat tarik
d1 = d ndash ӯ - (ẏ - ts)
d2 = d ndash ӯ + pusat tekan beton
kapasitas lentur positif nominal
ϕMn = 09 [ Cc ( d2 ) + Cs ( d1 ) ]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
52
Gambar 210 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan ẏ lt (ts + tf)
Jika (ts+ d) gt ẏ gt (ts + tf) Pusat tarik profil adalah
ӯ
ndash ẏ ẏ
ẏ
Lengan kopel terhadap gaya tarik
d1 = d ndash ӯ - tf
d2 = d ndash ӯ ndash tf - (ẏ - tf)
d3 = d ndash ӯ + pusat tekan beton
kapasitas lentur positif nominal
ϕMn = 09 [ Cc ( d3 ) + Csf ( d2 ) + Csw ( d1 ) ]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
53
Gambar 211 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan ẏ gt (ts + tf)
Dimana
As = Luas baja profil mm2
Afd = Luas floor deck mm2
Aefd = Luas efektif floor deck mm2
a Tinggidariluasantekanbetonmm
bE Lebarefektifbeton
C = Gaya tekan KN
Ċ = Titik berat floor deck mm
d = Tinggi baja profil mm
= Tegangan leleh baja profil
= Tegangan ultimate floor deck
hfd = Tinggi floor deck
ts = Tebal pelat lantai mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
54
Kapasitas momen lentur negative menurut SNI 17292015 dapat di tentukan dari
kapasitas momen nominal dari profil baja itu sendiri sebagai alternatif dapat
ditentukan kapasitas momen negatif dari distribusi plastis penampang komposit
untuk keadaan leleh asalkan menenuhi
- Balok baja adalah penampang kompak dan dibreising secara cukup
- Steel headed stud atau angkur kanal baja yang menyambungkan pelat ke
balok baja pada daerah momen negatif
- Tulangan pelat yang paralel pada balok baja di lebar efektif pelat
diperhitungkan dengan tepat
Nilai ultimate dari momen lentur negatif komposit adalah
Gaya tarik tulangan
Tsr = Asr fyr
Gaya tarik floor deck
Tfd = Afd fu
Gaya tarik total
T = Tsr + Tfd
Gaya tekan maximum profil baja
Cmax = As fy
Jika Cmax gt T maka titik berat berada pada profil baja
T + Ts = Cmax ndash Ts
2Ts = Cmax ndash T
Ts = (Cmax ndash T)
Jika sumbu netral jatuh di sayap maka
b t fy = Ts
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
55
Gambar 212 Diagram tegangan balok komposit momen negatif dengan ts gt ẏ gt (ts + tf)
tc =
Pusat gaya tekan
ӯ = ẏ ẏ
ẏ
Lengan kopel terhadap gaya tekan
d1 = d ndash ӯ ndash tc
d2 = d ndash ӯ + Ċ
d3 = d ndash ӯ + ts ndash selimut pelat - empty
Momen nominal
ϕMn = 09 [Mn1 + Mn2 + Mn3]
= Tsr d3 + Tfd d2 + t fy d1
Jika sumbu netral jatuh di web maka
h tw fy = Ts - Tf
hrsquo =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
56
Gambar 213 Diagram tegangan balok komposit momen negatif dengan ẏ gt (ts + tf)
Pusat gaya tekan
ӯ ndash
Lengan kopel terhadap gaya tekan
d1 = d ndash ӯ ndash tf - hrsquo
d2 = d ndash ӯ ndash tf
d3 = d ndash ӯ + Ċ
d4 = d ndash ӯ + ts ndash selimut pelat - empty
Momen nominal
ϕMn = 09 [Mn1 + Mn2 + Mn3 + Mn4]
= Tsr d4 + Tfd d3 + tf fy d2 + hrsquo tw fy d1
Kekuatan geser yang tersedia dari balok komposit dengan steel headed stud atau
angkur kanal baja harus ditentukan berdasarkan properti dari penampang baja
sendiri Kekuatan geser nominal satu angkur steel headed stud yang ditanam pada
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
57
suatu pelat beton solid atau pada suatu pelat komposit dengan dek harus ditentukan
sebagai berikut
Qn = 05 Asc lt Rg Rp Asc fu
Dimana
Asc = Luas penampang shear conector
fcrsquo = Kuat tekan beton
Ec = Modulus elastisitas beton
fu = kuat putus shear conektor
Rg = 10 untuk
a Satu angkur steel headed stud yang di las pada suatu rusuk
dek baja dengan dek yang diorientasikan tegak lurus terhadap
profil baja
b Sejumlah dari angkur steel headed stud di suatu lajurbaris
secara langsung terhadap profil baja
c Sejumlah dari angkur steel headed stud yang di las pada
suatu lajur sampai dek baja dengan dek diorientasikan paralel
terhadap profil baja dan rasio dari lebar rusuk rata-rata
terhadap kedalaman rusuk ge 15
085 untuk
a Dua angkur steel headed stud yang dilas pada suatu rusuk
dek baja dengan dek diorientasikan tegak lurus terhadap
profil baja
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
58
b Satu angkur steel headed stud yang di las melewati dek baja
dengan dek diorientasikan paralel terhadap profil baja dan
rasio dari lebar rusuk rata-rata terhadap kedalaman rusuk lt
15
07 untuk tiga atau lebih angkur steel headed stud yang dilas pada
suatu rusuk dek baja dengan dek yang diorientasikan tegak lurus
terhadap profil baja
Rp = 075 untuk
a Angkur steel headed stud yang dilas secara langsung pada
profil baja
b Angkur steel headed stud yang dilas pada suatu pelat komposit
dengan dek yang diorientasikan tegak lurus terhadap balok dan
emid-ht ge 2 in (50 mm) Angkur steel headed stud yang dilas
melewati dek baja atau lembaran baja yang digunakan sebagai
material pengisi gelagar dan ditanam pada suatu pelat
komposit dengan dek diorientasikan paralel terhadap balok
tersebut
06 untuk angkur steel headed stud yang di las pada suatu pelat
komposit dengan dek diorientasikan tegak lurus terhadap balok
dan emid-ht lt 2 in (50 mm)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
59
emid-ht = jarak dari tepi kaki angkur steel headed stud terhadap
badan dek baja diukur di tengahtinggi dari rusuk dek
dan pada arah tumpuan beban dari angkur steel headed
stud (dengan kata lain pada arah dari momen maksimum
untuk suatu balok yang ditumpu sederhana)
Tabel 223 Nilai untuk Rg dan Rp untuk setiap kasus Kapasitas untuk angkur steel headed stud
Kondisi Rg Rp
Tanpa dek 10 10 Dek diorientasi paralel terhadap profil baja
gt 15 lt 15
10
085
075
075
Dek diorientaskan tegak lurus terhadap profil
10
06
baja Jumlah dari angkur steel headed stud yangmemiliki rusuk dek yang sama
1 2 085 06
+3 atau lebih 07 06+
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015) Catatan Wr = lebar rata-rata dari rusuk atau voute beton hr = tinggi rusuk nominal untuk suatu angkur steel headed stud tunggal nilai ini dapat ditingkatkan sampai 075 bila emid-ht gt 51 mm
2227 Perencanaan Sambungan Las
Luas efektif dari suatu las sudut adalah panjang efektif dikalikan dengan throat
efektif Throat efektif dari suatu las sudut merupakan jarak terpendek (garis tinggi)
dari perpotongan kaki las ke muka las diagrammatik Suatu penambahan dalam
throat efektif diizinkan jika penetrasi konsisten di luar jarak terpendek (garis tinggi)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
60
dari perpotongan kaki las ke muka las diagrammatik yang dibuktikan melalui
pengujian dengan menggunakan proses produksi dan variabel prosedur Untuk las
sudut dalam lubang dan slot panjang efektif harus panjang dari sumbu las
sepanjang pusat bidang yang melalui throat Pada kasus las sudut yang
beroverlap luas efektif tidak boleh melebihi luas penampang nominal dari lubang
atau slot dalam bidang permukaan lekatan (SNI 17292015)
Sumber httpwwwtwi-globalcomtechnical-knowledgejob-knowledgedesign-part-2-091
Gambar 214 Tebal efektif las sudut Ukuran minimum las sudut menurut SNI 17292015 harus tidak kurang dari ukuran
yang diperlukan untuk menyalurkan gaya yang dihitung atau ukuran seperti yang
tertera dalam Tabel 223 Ukuran maksimum dari las sudut dari bagian-bagian yang
tersambung harus
a Sepanjang tepi material dengan ketebalan kurang dari frac14 in (6 mm) tidak
lebih besar dari ketebalan material
b Sepanjang tepi material dengan ketebalan frac14 in (6 mm) atau lebih tidak
lebih besar dari ketebalan material dikurangi 116 in (2 mm) kecuali las
yang secara khusus diperlihatkan pada gambar pelaksanaan untuk
memperoleh ketebalan throat-penuh Untuk kondisi las yang sudah jadi
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
61
jarak antara tepi logam dasar dan ujung kaki las boleh kurang dari 116 in
(2 mm) bila ukuran las secara jelas dapat diverifikasi
Tabel 224 Tebal minimum las sudut
Ketebalan Material dari Bagian Paling Tipis yang Tersambung in (mm)
Ukuran Minimum Las Sudut[a] in (mm)
Sampai dengan frac14 (6) 18 (3) Lebih besar dari frac14 (6) sampai dengan frac12 (13) 316 (5)
Lebih besar dari frac12 (13) sampai dengan frac34 (19) frac14 (6) Lebih besar dari frac34 (19) 516 (8)
[a] Dimensi kaki las sudut Las pas tunggal harus digunakan Catatan Lihat Pasal J22b untuk ukuran maksimum las sudut
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015)
Panjang minimum dari las sudut yang dirancang berdasarkan kekuatan tidak boleh
kurang dari empat kali ukuran las nominal atau ukuran lain dari las harus
diperhitungkan tidak melebihi frac14 dari panjangnya Jika las sudut longitudinal saja
digunakan pada sambungan ujung dari komponen struktur tarik tulangan-rata
panjang dari setiap las sudut tidak boleh kurang dari jarak tegak lurus antaranya
Gambar 215 Panjang las longitudinal
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
62
Kekuatan desain ϕRn yang dilas harus merupakan nilai terendah dari kekuatan
material dasar yang ditentukan menurut keadaan batas dari keruntuhan tarik dan
keruntuhan geser dan kekuatan logam las yang ditentukan menurut keadaan batas
dari keruntuhan berikut ini
Untuk logam dasar
ϕRn = 075 fn BM ABM
Untuk logam las
ϕRn = 075 fne AWE
Dimana
fn BM = tegangan nominal dari logam dasar ksi (MPa)
fne = tegangan nominal dari logam las ksi (MPa)
ABM = luas penampang logam dasar in2 (mm2)
AWE = luas efektif las in2 (mm2)
kelompok las linear dengan suatu ukuran kaki yang seragam dibebani
melalui titik berat
ϕRn = 075 fne AWE
dan
fne = 060 fEXX ( 1 + 05sin15 θ )
dimana
fEXX = kekuatan klasifikasi logam pengisi ksi (MPa)
θ = sudut pembebanan yang diukur dari sumbu longitudinal las derajat
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
63
Kekuatan sambungan las pada sambungan pemikul momen adalah
ϕMn = sum ϕPlas d
Dimana
ϕMn = Kekuatan nominal sambungan las terhadap momen
ϕPlas = Gaya las terkoreksi
d = Lengan kopel terhadap garis netral
Gambar 216 Momen plastis siklik pada sambungan pemikul momen
2228 Perencanaan Sambungan Baut
Semua baut kekuatan-tinggi yang disyaratkan pada gambar desain yang digunakan
dalam pra-tarik atau joint kritis-slip harus dikencangkan dengan suatu ketegangan
baut tidak kurang dari yang diberikan dalam Tabel 224 kuat tarik nominal dan
kuat geser nominal pada sambungan tipe tumpu diberikan dalam tabel 225 dan
ukuran lubang maksimum untuk baut diberikan dalam Tabel 226 Jarak antara
pusat-pusat standar ukuran-berlebih atau lubang-lubang slot tidak boleh kurang
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
64
dari 2 23 kali diameter nominal d dari pengencang suatu jarak 3d yang lebih
disukai Jarak dari pusat lubang standar ke suatu tepi dari suatu bagian yang
disambung pada setiap arah tidak boleh kurang dari nilai yang berlaku dari Tabel
227 Jarak maksimum dari pusat setiap baut ke tepi terdekat dari bagian-bagian
dalam kontak harus 12 kali ketebalan dari bagian yang disambung akibat
perhitungan tetapi tidak boleh melebihi 6 in (150 mm) (SNI 17292015) Spasi
longitudinal pengencang antara elemen-elemen yang terdiri dari suatu pelat dan
suatu profil atau dua pelat pada kontak menerus harus sebagai berkut
1 Untuk komponen struktur dicat atau komponen struktur tidak dicat yang
tidak menahan korosi spasi tersebut tidak boleh melebihi 24 kali ketebalan
dari bagian tertipis atau 12 in (305 mm)
2 Untuk komponen struktur tidak dicat dari baja yang berhubungan dengan
cuaca yang menahan korosi atmospheric spasi tidak boleh melebihi 14 kali
ketebalan dari bagian tertipis atau 7 in (180 mm)
Catatan Dimensi pada (a) dan (b) tidak berlaku untuk elemen-elemen yang terdiri
dari dua profil dalam kontak menerus
Tabel 225 Pratarik baut minimum kN
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015)
Ukuran Baut mm Baut A325M Baut A490MM16 91 114 M20 142 179 M22 176 221 M24 205 257 M27 267 334 M30 326 408 M36 475 595
Sama dengan 070 dikalikan kekuatan tarik minimum baut dibulatkan mendekati kN seperti disyaratkan dalam spesifikasi untuk baut ASTM A325M dan A490M dengan ulir UNC
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
65
Kekuatan tarik atau geser desain dari suatu baut snug-tightened atau baut kekuatan-
tinggi pra-tarik atau bagian berulir harus ditentukan sesuai dengan keadaan batas
dari keruntuhan tarik dan keruntuhan geser sebagai berikut
ϕRn = 075 fn AB
Dimana
AB = Luas penampang baut
fn = kuat nominal baut terhadap tarik (fnt) atau geser (fnv) (tabel 225)
Kekuatan tarik yang tersedia dari baut yang menahan kombinasi gaya tarik dan
geser harus ditentukan sesuai dengan keadaan batas dari keruntuhan geser sebagai
berikut
ϕRn = 075 fnrsquo AB
dan
fnrsquo = 13 fnt -
frv lt fnt
dimana
fnrsquo = tegangan tarik nominal yang dimodifikasi mencakup efek tegangan
geser ksi (MPa)
fnt = tegangan tarik nominal dari Tabel 225 ksi (MPa)
fnv = tegangan geser dari Tabel 225 ksi (MPa)
frv = tegangan geser yang diperlukan ksi (MPa)
Tegangan geser yang tersedia dari sarana penyambung sama dengan atau melebihi
tegangan geser yang diperlukanfrv
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
66
Catatan Catatan bahwa bila tegangan yang diperlukan f baik geser atau tarik
yang kurang dari atau sama dengan 30 persen dari tegangan yang tersedia yang
sesuai efek kombinasi tegangan tidak perlu diperiksa
Tabel 226 Kekuatan nominal pengencang dan bagian yang berulir ksi (MPa)
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015) Tabel 227 Dimensi Lubang Nominal mm
Diameter
Baut
Dimensi LubangStandar
(Diameter)Ukuran-lebih
(Diameter)Slot-Pendek
(Lebar x Panjang)Slot-Panjang
(Lebar x Panjang)M16 18 20 18 x 22 18 x 40M20 22 24 22 x 26 22 x 50M22 24 28 24 x 30 24 x 55M24 27[a] 30 27 x 32 27 x 60M27 30 35 30 x 37 30 x 67M30 33 38 33 x 40 33 x 75ge M36 d + 3 d + 8 (d + 3) x (d + 10) (d + 3) x 25d
[a] Izin yang diberikan memungkinkan penggunaan baut 1 in jika diinginkan (Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015)
Deskripsi Pengencang Kekuatan Tarik
Nominal Fnt ksi (MPa)[a]
Kekuatan Geser Nominal dalam Sambungan Tipe-
Tumpu Fnv ksi (MPa)[b]
Baut A307 45 (310) 27 (188) [c][d]
Baut group A (misal A325) bila ulir tidak dikecualikan dari bidang geser
90 (620) 54 (372)
Baut group A (misal A325) bila ulir tidak termasuk dari bidang geser
90 (620) 68 (457)
Baut A490 atau A490M bila ulir tidak dikecualikan dari bidang geser
113 (780) 68 (457)
Baut A490 atau A490M bila ulir tidak termasuk dari bidang geser
113 (780) 84 (579)
Bagian berulir yang memenuhi persyaratan Pasal A34 bila ulir tidak dikecualikan dari bidang geser
075 Fu 0450 Fu
Bagian berulir yang memenuhi persyaratan Pasal A34 bila ulir tidak termasuk dari bidang geser
075 Fu 0563 Fu
[a]untuk baut kekuatan tinggi yang menahan beban fatik tarik[b]Untuk ujung sambungan yang dibebani dengan panjang pola pengencang lebih besar dari 38 in (965 mm) Fnv harus direduksi sampai 833 dari nilai tabulasi Panjang pola pengencang merupakan jarak maksimum sejajar dengan garis gaya antara sumbu baut-baut yang menyambungkan dua bagian dengan satu permukaan lekatan [c]Untuk baut A307 nilai yang ditabulasikan harus direduksi sebesar 1 persen untuk setiap 116 in (2 mm) di atas diameter 5 dari panjang pada pegangangrip tersebut [d]Ulir diizinkan pada bidang geser
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
67
(a) Sambungan tidak diperkaku (b) Sambungan diperkaku (c) Sambungan diperkaku + pengaku kolom
Tabel 228 Jarak tepi minimum dari pusat lubang standar ke tepi dari bagian
yang disambung
Diameter Baut (mm) Jarak Tepi Minimum 16 22 20 26 22 28 24 30 27 34 30 38 36 46
Di atas 36 125d [a]Jika diperlukan jarak tepi terkecil diizinkan asalkan ketentuan yang sesuai Pasal J310 dan J4 dipenuhi tetapi jarak tepi yang kurang dari satu diameter baut tidak diizinkan tanpa persetujuan dari Insinyur yang memiliki izin bekerja sebagai perencana [b]Untuk ukuran-berlebih atau lubang-lubang slot lihat Tabel J35M
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015)
Beberapa aplikasi dari sambungan baut adalah sambungan pemikul momen dan
sambungan geser Prinsip dasar dari sambungan baut adalah baut menahan gaya
geser dan gaya tarik
1 Sambungan pemikul momen
Gambar 217 Sambungan pemikul momen menurut AISC 2003
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
68
Gambar 219 Menentukan Muc
Perencanaan sambungan baut untuk balok kolom lebih kuat dari profil yang
disambung untuk menghindari prilaku sambungan yg runtuh getas Momen
rencana untuk sambungan adalah
- Sambungan tidak diperkaku
Muc = Mp + Vu (k) k terkecil dari d atau 3b
- Sambungan diperkaku
Muc = Mp + Vu (Lst + tp)
Gambar 218 Lokasi sendi plastis
Lst =
Gambar 220 Geometri sambungan end-plate
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
69
Sambungan end-plate pada umum nya mempunya 2 buat setiap baris jika dibebani
sampai kondisi ultimate maka reaksi setiap baut adalah 2Pt kapasitas sambungan
tanpa efek prying maka momen kapasitas sambungan adalah jumlah kumulatif
statis momen gaya reaksi baut tarik 2Pt terhadap titik resultan desak di pusat berat
pelat sayap profil (Dewobroto 2016) Kuat sambungan berdasarkan baut tanpa efek
prying adalah
ϕMnp = 2 ϕPt sum
= 2 ϕPt sum (h0 + h1 + h3 hellip hi)
Dimana
Mnp = kapasitas sambungan end-plate didasarkan pada kuat tarik tanpa
efek prying
Pt = gaya reaksi tarik baut
Gambar 221 Momen kopel baut tarik terhadap sayap tekan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
70
Tabel 229 Kapasitas sambungan end-pelat menurut AISC 2003
No Kapasitas Sambungan
1
Konfigurasi 4 baut tanpa pengaku
2
Konfigurasi 4 baut dengan pengaku
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
71
Tabel 229 Kapasitas sambungan end-pelat menurut AISC 2003 (lanjutan)
No Kapasitas Sambungan
3
Konfigurasi 6 baut tanpa pengaku
4
Konfigurasi 8 baut tanpa pengaku
Sumber Extended end-plateed moment connections seismic and wind applications AISC 2003
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
72
2 Sambungan Geser
Gambar 222 Sambungan balok anak ke balok induk
Perencanaan sambungan baut untuk geser juga harus lebih kuat dari profil yang
disambung untuk menghindari prilaku sambungan yg runtuh getas Gaya geser
rencana untuk sambungan adalah gaya geser ultimate balok anak sehingga
jumlah baut yg diperlukan adalah
=
Dimana
= kuat geser nominal profil
= kuat geser minimum baut
223 Disain untuk stabilitas
Stabilitas harus disediakan untuk struktur secara keseluruhan dan untuk setiap
elemennya Efek terhadap stabilitas struktur dan elemen-elemennya harus
memperhitungkan hal-hal berikut
1 lentur geser dan deformasi komponen struktur aksial dan semua deformasi
lainnya yang memberi kontribusi terhadap perpindahan struktur
2 efek orde-kedua (kedua efek P-∆ dan P-δ)
3 ketidaksempurnaan geometri
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
73
4 reduksi kekakuan akibat inelastisitas
5 ketidakpastian dalam kekakuan dan kekuatan Semua efek yang bergantung
beban harus dihitung di level pembebanan sesuai dengan kombinasi beban
Direct Analysis Method (DAM) dibuat untuk mengatasi keterbatasan Effective
Length Method (ELM) yang merupakan strategi penyederhanaan analisis cara
manual Akurasi DAM dapat diandalkan karena memakai komputer dan
mempersyaratkan program analisis struktur yang dipakai seperti
1 Dapat memperhitungkan deformasi komponen-komponen struktur dan
sambungannya yang mempengaruhi deformasi struktur keseluruhan
Deformasi komponen yang dimaksud berupa deformasi akibat lentur aksial
dan geser Persyaratan ini cukup mudah hampir sebagian besar program
komputer analisa struktur berbasis metoda matrik kekakuan apalagi
lsquometoda elemen hinggarsquo yang merupakan algoritma dasar ana-lisa struktur
berbasis komputer sudah memasukkan pengaruh deformasi pada elemen
formulasinya (Dewobroto 2013)
2 Pengaruh Orde ke-2 (P-Δ amp P-δ) Program komputer yang dapat
menghitung gaya-gaya batang dengan analisa struktur orde ke-2 yang
mempertimbangkan pengaruh P-Δ dan P-δ adalah sangat penting dan
menentukan Umumnya program komputer komersil bisa melakukan
analisa struktur orde ke-2 meskipun kadangkala hasilnya bisa berbeda satu
dengan lain-nya Oleh karena itu diperlukan verifikasi terhadap kemam-
puan program komputer yang dipakai Ketidaksempurnaan terjadi ketika
program ternyata hanya mampu memperhi-tungkan pengaruh P-Δ saja
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
74
tetapi tidak P-δ Adapun yang dimaksud P-Δ adalah pengaruh pembebanan
akibat terjadinya perpindahan titik-titik nodal elemen sedangkan P-δ adalah
pengaruh pembebanan akibat deformasi di elemen (di antara dua titik nodal)
(Dewobroto 2013) seperti terlihat pada Gambar 28 di bawah
Gambar 223 Pengaruh Orde ke-2 (AISC 2010)
3 Perhitungan stabilitas struktur modern didasarkan anggapan bah-a
perhitungan gaya-gaya batang diperoleh dari analisa struktur elastik orde-2
yang memenuhi kondisi keseimbangan setelah pembebanan yaitu setelah
deformasi Ketidak-sempurnaan atau cacat dari elemen struktur seperti
ketidaklurusan batang akibat proses fabrikasi atau konsekuensi adanya
toleransi pelaksanaan lapangan akan menghasilkan apa yang disebut efek
destabilizing Adanya cacat bawaan (initial imperfection) yang
mengakibatkan efek destablizing dalam Direct Analysis Method (DAM)
dapat diselesaikan dengan dua cara yaitu [1] cara pemodelan langsung cacat
pada geometri model yang dianalisis atau [2] memberikan beban notional
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
75
(beban lateral ekivalen) dari sebagian prosentasi beban gravitasi (vertikal)
yang bekerja Cara pemodelan langsung dapat diberikan pada titik nodal
batang yang digeser untuk sejumlah tertentu perpindahan yang besarnya
diambil dari toleransi maksimum yang diperbolehkan dalam perencanaan
maupun pelaksanaan Pola penggeseran titik nodal pada pemodelan
langsung harus dibuat sedemikian rupa sehingga memberikan efek
destabilizing terbesar Pola yang dipilih dapat mengikuti pola lendutan hasil
pembebanan atau pola tekuk yang mungkin terjadi Beban notional
merupakan beban lateral yang diberikan pada titik nodal di semua level
berdasarkan prosentasi beban vertikal yang bekerja di level tersebut dan
diberikan pada sistem struktur penahanbeban gravitasi melalui rangka atau
kolom vertikal atau dinding sebagai simulasi pengaruh adanya cacat
bawaan (initial imperfection)Beban notional harus ditambahkan bersama-
sama beban lateral lain juga pada semua kombinasi kecuali kasus tertentu
yang memenuhi kriteria pada Section C22b(1) (SNI 1729 2015) Besarnya
beban notional adalah
Ni = 0002 α Yi
Dimana
α = 16 untuk metode tegangan izin dan 10 untuk metode ultimit
Ni = Beban notional yang digunakan pada level i
Yi = Beban grafitasi yang digunakan pada level i
Nilai 0002 mewakili nilai nominal rasio kemiringan tingkat (story out of
plumbness) sebesar 1500 yang mengacu AISC Code of Standard Practice
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
76
Jika struktur aktual ternyata punya kemiringan tingkat berbeda lebih besar
tentunya maka nilai tersebut tentunya perlu ditinjau ulang Beban notional
pada level tersebut nantinya akan didistribusikan seperti halnya beban
gravitasi tetapi pada arah lateral yang dapat menimbulkan efek
destabilizing terbesar Jadi perlu beberapa tinjauanPada bangunan gedung
jika kombinasi beban belum memasukkan efek lateral maka beban notional
diberikan dalam dua arah alternatif ortogonal masing-masing pada arah
positip dan arah negatif yang sama untuk setiap level Sedangkan untuk
kombinasi dengan beban lateral maka beban notional diberikan pada arah
sama dengan arah resultan kombinasi beban lateral pada level tersebut Jadi
penempatan notional load diatur sedemikian rupa agar jangan sampai hasil
akhir kombinasinya akan lebih ringan Bukankah notional load adalah
untuk memodelkan ketidaksempurnaan (Dewobroto 2015)
Adanya leleh setempat (partial yielding) akibat tegangan sisa pada profil
baja (hot rolled atau welded) akan menyebabkan pelemahan kekuatan saat
mendekati kondisi batasnya Kondisi tersebut pada akhirnya menghasilkan
efek destabilizing seperti yang terjadi akibat adanya geometry imperfection
Kondisi tersebut pada Direct Analysis Method (DAM) akan diatasi dengan
penyesuaian kekakuan struktur yaitu memberikan faktor reduksi kekakuan
Nilainya diperoleh dengan cara kalibrasi dengan membandingkannya
dengan analisa distribusi plastisitas maupun hasil uji test empiris (Galambos
1998) Faktor reduksi kekakuan EI=08τbEI dan EA=08EA dipilih DAM
dengan dua alasan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
77
Pertama Portal dengan elemen langsing yang kondisi batasnya ditentukan
oleh stabilitas elastis maka faktor 08 pada kekakuan dapat
menghasilkan kuat batas sistem sebesar 08 times kuat tekuk
elastisHal ini ekivalen dengan batas aman yang ditetapkan pada
perencanaan kolom langsing memakai Efective Length Method
persamaan E3-3 (SNI 1729 2015) yaitu φPn = 09 (0877 Pe) =
079 Pe
Kedua Portal dengan elemen kaku stocky dan sedang faktor
08τb dipakai memperhitungkan adanya pelemahan (softening)
akibat kombinasi aksial tekan dan momen lentur Jadi kebetulan
jika ternyata faktor reduksi kolom langsing dan kolom kaku
nilainya saling mendekati atau sama Untuk itu satu faktor reduksi
sebesar 08τb dipakai bersama untuk semua nilai kelangsingan
batang (SNI 1729 2015 C23(1)) (Dewobroto 2015)
Faktor τb mirip dengan reduksi kekakuan inelastis kolom akibat hilangnya
kekakuan batang Untuk kondisi Pr le 05Py dimana Pr= adalah gaya tekan
perlu hasil kombinasi LRFD
τb = 1
Jika gaya tekannya besar yaitu Pr gt 05Py maka
τb = 4 [ 1 - ]
Pemakaian reduksi kekakuan hanya berlaku untuk memperhitungkan
kondisi batas kekuatan dan stabilitas struktur baja dan tidak digunakan pada
perhitungan drift (pergeseran) lendutan vibrasi dan penentuan periode
getar Untuk kemudahan pada kasus τb = 1 reduksi EI dan EA dapat
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
78
diberikan dengan cara memodifikasi nilai E dalam analisis Tetapi jika
komputer program bekerja semi otomatis perlu diperhatikan bahwa reduksi
E hanya diterapkan pada 2nd order analysis Adapun nilai modulus elastis
untuk perhitungan kuat nominal penampang tidak boleh dikurangi seperti
misal saat perhitungan tekuk torsi lateral pada balok tanpa tumpuan lateral
(Dewobroto 2015) Bebanan notional dapat juga dipakai untuk antisipasi
pelemahan kekakuan lentur τb akibat kondisi inelastic adanya tegangan
residu Strategi ini cocok untuk menyederhanakan perhitungan DAM pada
batang dengan gaya tekan besar αPr gt 05Py dimana nilai τb lt 10 Jika
strategi ini akan dipakai maka τb = 10 dan diberikan beban notional
tambahan sebesar
Ni = 0001 α Yi
Dimana
α = 16 untuk metode tegangan izin dan 10 untuk metode ultimit
Ni = Beban notional yang digunakan pada level i
Yi = Beban grafitasi yang digunakan pada level i
Beban tersebut diberikan sekaligus bersama beban notional yang
merepresentasikan cacat geometri bawaan (initial imperfection) karena
sifatnya memperbesar maka beban notional akhir menjadi Ni=0003Yi
sedangkan τb = 10 untuk semua kombinasi beban (Dewobroto 2015)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
79
BAB III
METODE PENELITIAN
31 Persiapan
Tahap ini merupakan rangkaian kegiatan sebelum melakukan pengumpulan
dan pengolahan data Tahap ini meliputi kegiatan-kegiatan sebagai berikut
1 Menentukan judul Tugas Akhir
2 Pembuatan proposal Tugas Akhir
3 Studi pustaka terhadap materi sebagai garis besar
32 Bagan Alir
MULAI
PENGUMPULAN DATA
STUDI LITERATUR
TAHAP DESAIN DATA
Perhitungan beban mati
Perhitungan beban hidup
Perhitungan beban angin
Perhitungan beban gempa
PENGOLAHAN DATA
A Pradimensi dan kontrol struktur sekunder B Analisa struktur primer dengan bantuan etabs 2015
(efek P-∆ dan P-δ) dan kontrol manual C Disain sambungan balok kolom dan sambungan
balok balok
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
80
Gambar 31 Diagram Alir Penelitian
321 Mulai
322 Pengumpulan Data
Pengumpulan data data yang di gunakan dalam perencanaan struktur baja
seperti profil yang di gunakan kuat tarik baja yang tersedia dan kuat tekan beton
rencana
323 Studi Literatur
Studi literatur bermula dari pengumpulan teori-teori yang berhubungan
dengan disain baja dan system rangka baja pemikul momen khusus Selain itu
dikumpulkan juga data-data yang berhubungan dengan tugas akhir ini seperti data
pembebanan gedung yang diambil dari peraturan pembebanan untuk gedung 1983
HASIL DAN PEMBAHASAN
Dimensi struktur sekunder Dimensi struktur primer Rencana Sambungan
SELESAI
KESIMPULAN DAN SARAN
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
81
dan rumus-rumus yang akan digunakan dalam perhitungan berdasarkan metode
Load and Resistance Factor Design (LRFD)
324 Tahap Desain Data
Pada tahap desain data hal pertama yang dikerjakan adalah menghitung
pembebanan pada struktur sekunder Perhitungan pembebanan berdasarkan
PPURG 1983 Beban-beban yang bekerja hanya beban mati dan beban hidup
Struktur sekunder meliputi pelar metal deck pelat baja gording dan tangga
Setelah perhitungan pembebanan selesai tahap selanjutnya adalah
melakukan pradimensi ketebalan pada pelat dan pradimensi profil pada gording dan
tangga Kemudian hasil pradimensi akan dikontrol apakah dimensi yang di
asumsikan sudah memenuhi syarat atau belum sesuai dengan besarnya gaya-gaya
dalam yang bekerja pada masing masing struktur sekunder tersebut Jika sudah
memenuhi syarat maka reaksi dari masing masing struktur sekunder tersebut akan
di jadikan beban pada struktur primer Struktur primer yang sudah di pradimensi
akan di analisa dengan menggunakan kombinasi kombinasi beban mati beban hidup
dan beban gempa dengan bantuan software etabs 2015 Selanjutkan output dari
etabs berupa momen lentur gaya lintang dan gaya normal pada masing masing
balok dan kolom akan di kontrol secara manual dengan metode LRFD yang
mengacu kepada SNI 1729 2015
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
82
325 Pengolahan Data
325a Analisa Struktur Manual Dengan Metode LRFD
Pada tahap analisa struktur manual dengan metode LRFD bagian yang akan
dianalisa adalah mengontrol momen lentur dan gaya geser yang terjadi pada balok
komposit Pada kolom di kontrol kombinasi gaya tekan dan lentur dua arah serta
gaya geser Lalu selanjutnya adalah melakukan kontrol terhadap pradimensi apakah
sudah memenuhi syarat atau belum
325b Analisa sambungan balok kolom
Analisa sambungan dilakukan untuk mendapatkan jumlah baut tebal pelat
penyambung tebal las pada Balok dan kolom analisa sambungan pemikul momen
menggunakan momen plastis penampang sebagai momen ultimit sehingga
kekuatan sambungan sama dengan atau lebih besar dari kekuatan profil sedangkan
pada sambungan sendi digunakan gaya geser ultimate sebagai gaya geser rencana
326 Hasil dan Pembahasan
Dimensi struktur sekunder dan dimensi struktur primer yang memenuhi
syarat keamanan dan kenyamanan Rekapitulasi stress ratio pada balok komposit
dan kolom yang ada di struktur primer Stress ratio sendiri adalah perbandingan
gaya terfaktor dibagi dengan gaya terkoreksi yang artinya jika stress ratio lebih
besar dari satu (1) maka struktur dinyatakan tidak memenuhi syarat keamanan
327 Kesimpulan dan Saran
328 Selesai
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
83
BAB IV
HASIL DAN PEMBAHASAN
41 Disain Struktur Sekunder
411 Pelat Floor deck
Gambar 41 Tributari area elevasi +580 m
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat sendiri pelat 012 x 1 x 2400 = 288 kgm
Berat spesi 002 x 1 x 2100 = 42 kgm
Berat keramik 001 x 1 x 2400 = 24 kgm +
qdl = 354 kgm
2 Beban hidup (life load)
Berdasarkan PPPURG 1987 beban hidup untuk lantai pabrik 400 kgm2
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
84
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 354 = 4956 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 354 + 16 x 400 = 10648 kgm
sehingga digunakan qu = 10648 kgm
B Dimensi Floor Deck
Berdasarkan SNI ndash 03 ndash 2847 ndash 2002 pasal 103 didapat momen positif
maximum untuk pelat satu arah adalah
Gambar 42 Distribusi momen untuk pelat satu arah
=
=
= 30422 kg m
Dicoba smartdeck BMT 07 mm
Gambar 43 Diagram tegangan momen kopel (positif) floor deck
d = h ndash c = 120 ndash 255 = 945 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
85
a =
=
= 239867 mm
ϕMn = 08 As fy ( d- )
ϕMn = 08 x 92676 x 550 ( 945 -
)
ϕMn = 33644 kg m gt Mu = 30422 kg m ( OK )
C Dimensi Wiremesh
Berdasarkan SNI ndash 03 ndash 2847 ndash 2002 pasal 103 didapat momen negatif
maximum untuk pelat satu arah adalah
=
=
= 42592 kg m
Dicoba wiremesh M-8 ( AST = 33493 mm2 )
Gambar 44 Diagram tegangan momen kopel (negatif) floor deck
d = h - selimut ndash 05 ϕ = 120 ndash 20 ndash 05 x 8 = 96
a =
=
= 1083 mm
ϕMn = 08 As fy ( d- )
ϕMn = 08 x 33493 x 400 ( 96 -
)
ϕMn = 970955 kg m gt Mu = 42592 kg m ( OK )
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
86
412 Balok Anak Pelat Floor Deck
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat floof deck = 2 x 354 = 708 kgm
Berat WF 300 x 150 x 55 x 8 = 32 = 32 kgm +
qdl = 740 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup pelat = 2 x 400 = 800 kgm
qll = 800 kgm
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 740 = 1036 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 740 + 16 x 800 = 2168 kgm
sehingga digunakan qu = 2168 kgm
B Momen ultimate
MMAX = qu l2
MMAX = 2168 x 82
MMAX = 17344 kg m
C Kontrol momen
- menentukan lebar efektif pelat beton
1 be lt
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
87
be lt
be lt 1
2 be lt bo
be lt 1
sehingga digunakan be = 1 meter
akibat adanya lubang pada floor deck maka digunakan bekivalen
bekivalen =
=
= 810 mm
- Menentukan nilai n
Ebeton = 4700 = 4700 radic25 = 23500
Ebaja = 200000
n = = = 851
- Menentukan lebar transformasi penampang beton
=
= 951 cm
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Pelat Beton 11412 6 68472 Floor Deck 1867 945 17643 Profil WF 3766 245 92267
sum 17045 sum 178382
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
88
ẏ = sum
sum =
= 1046 cm
Titik berat berada di pelat beton
a =
=
= 4938 mm
d1 = 05hprofil + tpelat = 125 + 120 = 245 mm
d2 = hprofil ndash ċ = 120 ndash 1713 = 10287
ϕMn = 09 As fy ( d1- )
ϕMn = 09 x [ 3766 x 240 x ( 245 -
) +118843 550 ( 10287 -
) ]
ϕMn = 1792124 + 102396
ϕMn = 189452 kg m gt Mu = 17344 kg m ( OK )
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
89
D Dimensi Penghubung Geser (Shear Conector)
Gaya horizontal akibat aksi komposit penuh
Vh = 085 a b = 085 x 4938 x 1000 x 25 = 1049325 N
Digunakan Stud connector ⅝rdquo luas satu buah stud connector adalah
Asc = d2 = 158752 =19801 mm2
Kuat geser satu buah shear connector
Qn = 05 Asc lt Rg Rp Asc fu
Qn = 05 x 19801 x radic25 23500 lt 085 x 075 x 19801 x 550
Qn = 7588676 N lt 69427
Jumlah shear connector yang di butuhkan
N = = = 151 ~ 16 buah untuk setengah bentang
Total kebutuhan shear connector adalah 32 buah untuk semua bentang Jika
dipasang dua buah shear connector pada setiap penampang melintang maka
jarak shear connector adalah
S = = 500 mm
Smin = 6d = 6 x 15875 = 9525 mm
Smax = 8t = 8 x 120 = 960 mm
Strans = 4d = 4 x 15875 = 635 mm
Sehingga digunakan shear connector 2 x (⅝rdquo x 65 cm) dengan jarak 20 cm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
90
E Kontrol Geser
Menghitung gaya geser ultimate
Vu = qu l = x 2168 x 8 = 8672 kg
Menghitung gaya geser nominal
ϕVn = 09 (06 fy) h tw
ϕVn = 09 x 06 x 240 x 264 x 55
ϕVn = 20243 kg gt Vu = 8672 kg (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
91
413 Pelat Chekered
Gambar 45 Tributari area elevasi +1070 m
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat pelat 45 mm = 00045 x 1 x 7850 = 35325 kgm
2 Beban hidup (life load)
Berdasarkan PPPURG 1987 beban hidup untuk lantai pabrik 400 kgm2
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 35325 = 49455 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 35325 + 16 x 400 = 68239 kgm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
92
sehingga digunakan qu = 68239 kgm
B Momen Maximum
Berdasarkan SNI ndash 03 ndash 2847 ndash 2002 pasal 103 didapat momen maximum
untuk pelat satu arah adalah
Gambar 46 Distribusi momen untuk pelat satu arah
=
=
= 2557 kg m
C Momen Nominal
ϕMn = 09 zx fy
= 09 x ( b d2 ) x fy
= 09 x ( 1000 x 452 ) x 240
= 10935 kg m gt Mu = 2557 kg m OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
93
414 Siku Pengaku Pelat Lantai Chekred
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat pelat 45 mm = 00045 x 06 x 7850 = 21195 kgm
Berat L 70 x 70 x 6 = 638 = 638 kgm +
= 27575 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup pelat = 06 x 400 = 240 kgm
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 27575 = 35805 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 27575 + 16 x 240 = 41469 kgm
sehingga digunakan qu = 41469 kgm
B Momen Maximum
=
=
= 7465 kg m
C Momen Nominal
My = sx fy
= 7330 x 240
= 17592 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
94
Me =
=
= 13524 kg m
Me gt My
Mn = [ 192 ndash 117 ] Me lt 15 My
= [ 192 ndash 117
] My lt 15 My
= 1498 My lt 15 My
ϕMn = 09 x 1498 x My
= 09 x 1498 x 17592
= 23717 kg m gt Mu = 7465 kg m OK
C Geser Nominal
lt 11
lt 11
1 lt 34785 ~gt cv = 1
ϕVn = 09 06 Aw fy cv
= 09 x 06 x 70 x 7 x 240 x 1
= 63504 kg gt Vu = (05 x l x qu = 2488 kg)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
95
415 Balok Anak Pelat Chekered
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat L 70 x 70 x 6 = 638 x 12 x 13 = 99528 kg
Berat ekivalen siku = =
= 12441 kgm
Berat pelat 45 mm = 00045 x 12 x 7850 = 42390 kgm
Berat WF 200 x 150 x 6 x 9 = 30600 = 30600 kgm
Berat L 70 x 70 x 6 = 12441 = 12441 kgm +
= 85431 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup pelat = 12 x 400 = 480 kgm
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 85431 = 11960 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 76131 + 16 x 480 = 87052 kgm
sehingga digunakan qu = 87052 kgm
B Momen Maximum
=
=
= 696414 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
96
C Menentukan momen nominal
Lp = = radic
36 = 18357 cm
L lt Lp
Mp = zx fy
= [(btf(h-tf)) + 05(h-2tf)2tw)] fy
= [(150 x 9 x (200 ndash 9)) + 05(200 ndash 2 x 9)2 x 6)] x 240
= 857332 kg m
ϕMn = 09 Mp
= 09 x 857332
= 771599 kg m gt Mu = 696414 kg m OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
97
416 Gording
Gambar 47 Rencana atap elevasi +1250 m dan +3550 m
Jarak antara Gording = 14 meter
Panjang gording = 6 meter
Sudut kemiringan atap = 10o
Berat atap (BMT 045) = 657 kgm2
Isolation rockwool = 25 kgm2
Profil gording = CNP 150 x 50 x 20 x 32 = 7 kgm
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat isolation rockwool = 14 x 25 = 35 kgm
Berat atap = 14 x 657 = 92 kgm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
98
Berat gording = 70 = 70 kgm +
qdl = 512 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup di tengah gording = 100 kg
3 Beban angin
Gambar 48 Kecepatan angin
Kecepatan angin maximum adalah 35 KNOT yaitu 6482 kmjam ( 18 ms )
P = = = 2026 kgm2
Tekanan angin minimum di laut dan di tepi laut sampai sejauh 5 km dari pantai
diambil minimum 40 kgm2 Sehingga digunakan tekanan angin 40 kgm2
Koefisien angin tekan = 002α - 04 = 002 (10) - 04 = - 02
Koefisien angin hisap = - 04
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
99
qtekan = -02 x 40 = 8 kgm2
qhisap = -04 x 70 = 16 kgm2
B Menghitung momen momen pada gording
1 akibat beban mati
Mx = qdl cosα = 512 x cos10 x 62 = 226899 kg m
My = qdl sinα = 512 x sin10 x 22 = 445 kg m
2 akibat beban hidup
Mx = P cosα lx = 100 x cos10 x 6 = 147721 kg m
My = P sinα ly = 100 x sin10 x 2 = 8682 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
100
3 akibat beban angin
Mtekan = qwl = (-8) x cos10 x 62 = -3545 kg m
Mhisap = qwl = (-16) x sin10 x 62 = -709 kg m
No Kombinasi Beban Sumbu x Sumbu y 1 14 DL 3176586 623 2 12 DL + 05La 3461393 9681 3 12 DL + 16 La 5086324 192312 4 12 DL + 13 W + 05La 4465911 -188234 5 12 DL + 16 La + 08 W 4802724 -374888 6 09 DL + 13 W 2261938 -8683
Sehingga didapat momen maximum adalah
Mx = 508632 kg m
My = 19231 kg m
C Menentukan momen nominal
Lp = = radic
181 = 92 cm
J = [ 2b + h ]
= [ 2 x 50 x 323 + 150 x 323 ]
= 2730 6667 mm
Cw = [
]
=
[
]
= 750 x 106
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
101
=
=
= 11512931
= 4 2
= 4
]2
= 3141 x 10-4
=
1 1
=
1 1 3141 10 240 70
= 25044 cm
Lp lt L lt Lr
Mp = zx fy
= [(btf(h-tf)) + 05(h-2tf)2tw)] fy
= [(50 x 32 x (150 ndash 32)) + 05(150 ndash 2 x 32)2 x 32)] x 240
= 95963 kg m
Mr = Sx fr
= 37400 x (240 ndash 70)
= 6358 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
102
ϕMnx = 09 ( Mp ndash ( Mp- Mr)
)
= 09 ( 95963 ndash (95963 ndash 6358)
)
= 66984 kg m gt Mu = 508632 kg m OK
ϕMny = 09 Sy fy
= 09 x 8200 x 240
= 17712 kg m gt Mu = 19231 kg m OK
kontrol syarat momen lentur
+ lt 10
+
lt 10
0867 lt 10 OK
D Lendutan
=
+
=
+
= 15194 + 7913
= 23107 mm
=
+
=
+
= 0331 + 0516
= 0846 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
103
δ =
= 23107 0846
= 23122 mm
δizin = = = 25 mm gt δ = 23112 mm OK
417 Sagrod (Batang Tarik)
Gambar 49 Rencana sagrod
Rencana digunakan sagrod Oslash 10 mm
A Beban yang bekerja
1 Beban mati
- Gording luar
Berat atap = 2 x 14 x 657 x sin 10o = 31944 kg
Berat gording = 2 x 7 x sin 10o = 24310 kg +
sum = 56254 kg
- Gording dalam
Berat atap = 2 x 14 x 657 x sin 10o = 31944 kg
Berat gording = 2 x 7 x sin 10o = 24310 kg
Isolation rockwoll = 2 x 14 x 25 x sin 10o = 121553 kg +
sum = 177807 kg
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
104
2 Beban hidup
- Gording luar
Beban tak terduga = 200 x sin 10o = 347296 kg
- Gording dalam
Beban tak terduga = 100 x sin 10o = 173648 kg
B Gaya ultimate pada sagrod
PDL = Gording Luar + 10 Gording Dalam + Berat sagrod
= 56254 + (10 x 177807) + (0617 x 14)
= 1920704 kg
PLL = Gording Luar + 10 Gording Dalam
= 347296 + (10 x 173648)
= 2083776 kg
Kombinasi Pu kg
14 DL 288899
12DL + 16LL 563888
Digunakan 2 buah sagrod sehingga Pu sagrod adalah 5638882 = 281944 kg
C Menentukan Gaya Nominal Sagrod
Kekuatan leleh tarik pada penampang bruto
ϕPn = 09Asfy
= 09 x 785 x 240
= 16955 kg
Kekuatan tarik pada penampang netto
ϕPn = 075Asfu
= 075 x (09 x 785) x 370
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
105
= 19605 kg
Sehingga ʹϕPn yang digunakan adalah 16955 kg
Stress ratio = =
= 017 lt 1 OK
418 Ikatan Angin
Ikatan angin akan didisain menggunakan besi beton karena kelangsingan besi
beton sangat kecil maka batang hanya didisain terhadap tarik
Gambar 410 Tributri area ikatan angin
Dicoba menggunakan ikatan angin Oslash 22 mm
Data data geometri
x = 12 tanα = 12 tan 10o = 21159 m
h1 = 71 + x = 71 + 21159 = 92159 m
β
60925 60925 60925 60925
60000
60000 60000 60000 60000
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
106
h2 = 71 + 075x = 71 + 15869 = 86869 m
h3 = 71 + 025x = 71 + 05289 = 76289 m
tan β =
= 09848 β = 445617o
sin β = 07016
cos β = 07126
Koefisien angin C = 09
F1 = CPa λ
= 09 x 40 x 6 x
= 193350 kg
F2 = CPa λ
= 09 x 40 x 6 x
= 176210 kg
F3 = CPa λ
= 09 x 40 x 6 x
= 159072 kg
R = 05F1 + F2 + F3 = 96675 + 176210 + 159072 = 431957 kg
A Gaya Ultimate Pada Ikatan Angin
Gaya batang akan dihitung dengan menggunakan analisa keseimbangan titik
buhul
- Titik A
sumV = 0 sum H = 0
R + S1 = 0 H1 = 0
S1 = - R
S1 = - 431957 kg
- Titik B
sumV = 0 sum H = 0
F3 + S1 + D1sinβ = 0 H2 + D1cosβ = 0
D1 = -
H2 = - D1cosβ
R
S1
H1
H2
S1
F3
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
107
S1
D1 = -
H2 = - 388946 x 07124
D1 = 388946 kg H2 = - 277085 kg
- Titik C
sumV = 0 sum H = 0
S2 + D1sinβ = 0 H3 ndash H1 - D1cosβ = 0
S2 = - D1sinβ H3 = 0 + D1cosβ
S2 = - 388946 x 07016 H3 = 388946 x 07124
S2 = - 272885 kg H2 = 277085 kg
- Titik D
sumV = 0
F2 + S2+ D2sinβ = 0
D2 = -
D2 = -
D2 = 137792 kg
Gaya batang maximum pada ikatan angin 388946 kg
Pu = 16 WL = 16 x 388946 = 622314 kg
B Gaya Nominal Ikatan Angin
Kekuatan leleh tarik pada penampang bruto
ϕPn = 09Asfy
= 09 x 3801 x 240
= 821016 kg
Kekuatan tarik pada penampang netto
ϕPn = 075Asfu
= 075 x (09 x 3801) x 370
= 949299 kg
H3 H1
S2
F2
H2 H4
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
108
Sehingga ʹϕPn yang digunakan adalah 821016 kg
Stress ratio = =
= 076 lt 1 OK
419 Tangga
Gambar 411 Rencana tangga
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Pipa 15rdquo 36 x [ (2x4942) + (8x1) + (4x03)] = 687 kg
Pipa 1rdquo = 18 x [ (4x4942) + (8x03)] = 399 kg
Pelat 45 mm = 35325 x 03 x 1 x 16 = 1696 kg +
= 27816 kg
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
109
= =
= 56285 kgm
Digunakan profil UNP 200 x 80 x 75 x 11
= +
= 56285 + 246
= 80885 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup tangga = 400 kgm
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 80885 = 113239 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 80885 + 16 x 400 = 737062 kgm
sehingga digunakan qu = 737062 kgm untuk 2 profil kanal beban untuk 1
profil kanal adalah = 368521 kgm
B Momen maximum
Mu = q = 368521 x 4942 = 11251 kg m
C Momen nominal
Lp = = radic
238 = 121366 cm
b = b ndash 05tw
= 80 ndash (05 x 75)
= 7625 mm
h = h - tf
= 200 - 11
= 189 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
110
J = [ 2brsquo + hrsquo ]
= [ 2 x 7625 x 113 + 189 x 753 ]
= 94237291 mm
Cw = [
]
=
[
]
=
[
]
= 120 x 108
=
=
= 2474747
= 4 2
= 4
]2
= 18143 x 10-5
=
1 1
=
1 1 18143 10 240 70
= 51792 cm
Lp lt L lt Lr
Mp = zx fy
= [(btf(h-tf)) + 05(h-2tf)2tw)] fy
= [(80 x 11 x (200 ndash 11)) + 05(200 ndash 2 x 11)2 x 75)] x 240
= 684324 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
111
Mr = sx fr
= 195000 x (240 ndash 70)
= 3315 kg m
ϕMnx = 09 ( Mp ndash ( Mp- Mr)
)
= 09 ( 684324 ndash (684324 ndash 3315)
)
= 352568 kg m gt Mu = 11251 kg m OK
42 Disain Struktur Primer
421 Beban beban yang bekerja
4211 Beban gravitasi
a Beban pada floor deck
- Beban mati tambahan (dead load)
Berat spesi 002 x 1 x 2100 = 42 kgm
Berat keramik 001 x 1 x 2400 = 24 kgm +
qdl = 66 kgm
adapun berat sendiri profil dihitung dengan software etabs 2015
- Beban hidup (life load)
Berdasarkan PPPURG 1987
Beban hidup rencana untuk lantai pabrik = 400 kgm2
Koefisien reduksi untuk perencanaan balok induk = 100
Koefisien reduksi untuk peninjauan terhadap masa gempa = 090
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
112
b Beban pada lantai chekered plate
- Beban mati tambahan (dead load)
Berat per 6 meter luas L 70 x 70 x 6 = 638 x 6 x 9 = 34452 kg
Berat ekivalen siku = =
= 957 kgm
- Beban hidup (life load)
Berdasarkan PPPURG 1987
Beban hidup rencana untuk lantai pabrik = 400 kgm2
Koefisien reduksi untuk perencanaan balok induk = 100
Koefisien reduksi untuk peninjauan terhadap masa gempa = 090
4212 Beban angin
- Dinding vertical
Di pihak angin = + 09 x 40 = + 36 kgm2
Di belakang angin = - 04 x 40 = - 16 kgm2
- Atap segi-tiga dengan sudut kemiringan α 10o
Koefisien angin tekan = 002α - 04 = 002 (10) - 04 = - 02
Koefisien angin hisap = - 04
qtekan = -02 x 40 = -8 kgm2
qhisap = -04 x 70 = -16 kgm2
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
113
4213 Beban gempa
Jenis pemamfaatan bangunan = Pabrik (kategori risiko II tabel 27)
Faktor keutamaan gempa Ie = 1 (tabel 28)
Ss = 05g
S1 = 03g
Jenis tanah = Keras (kelas C)
Fa = 12 ( tabel 211 dengan input Ss = 05 )
Fs = 15 ( tabel 212 dengan input S1 = 03 )
SDS = Fa Ss = 12 05 = 040
SD1 = FV S1 = 15 03 = 030
Gambar 412 Respon spectra rencana
Berdasarkan SDS gedung berada di kategori risiko C ( tabel 213 )
Berdasarkan SD1 gedung berada di kategori risiko D ( tabel 214 )
00000
00500
01000
01500
02000
02500
03000
03500
04000
04500
0000 1000 2000 3000 4000 5000
S
T
MEDAN TANAH KERAST S
0000 01600
0075 02800
0113 03400
0150 04000
0750 04000
0750 04000
0830 03614
3070 00977
3310 00906
3550 00845
4030 00744
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
114
Sehingga bangunan akan direncanakan dengan kategori risiko D yaitu sistem
rangka baja pemikul momen khusus Adapun nilai koefisien modifikasi respons
(R) faktor kuat lebih (Ω) dan faktor pembesaran defleksi (cd) adalah
Koefisien modifikasi respons (R) = 8
Faktor kuat lebih (Ω) = 3
Faktor pembesaran defleksi (cd) = 55
1 Gaya gempa statik ekivalen
- Menentukan T
- Ta = Ct -gt Ct = 0724 x = 08 ( tabel 213 )
= 00724 x 37614
= 1318 detik
Tmax = Cu Ta -gt Cu = 14 ( tabel 214 )
= 14 1318
= 1845 detik
Tc = Tx 3438 Ty -3231
Sehingga digunakan T = 1845
- Menentukan nilai C
Cmin = 0044 SDS I gt 001
= 0044 040 1 gt 001
= 00176
Cs = =
= 005
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
115
Cs = =
= 0020
Sehingga digunakan Cs = 0020
- Menentukan berat struktur
Beban mati
Tabel 41 Beban mati struktur (rangka)
Tabel 42 Beban mati struktur (Atap partisi diafragma dll)
Sehingga beban mati total struktur adalah 46021142 kg
Adapun beban hidup total permeter luas adalah 09 x 400 = 360 kgm2
No Jenis Beban Sendiri q kgm L m W Kg
1 H 350 X 350 X 12 X 19 13700 42813 5865313
2 H 300 X 300 X 10 X 15 9400 16583 1558785
3 IWF 300 X 150 X 65 X 9 3670 192448 7062838
4 IWF 350 X 175 X 7 X 11 4960 26850 1331760
5 IWF 250 X 125 X 6 X 9 2960 16455 487059
6 IWF 200 X 200 X 8 X 12 4990 4640 231536
7 IWF 200 X 100 X 55 X 8 2130 135712 2890659
8 CNP 700 85280 596960
9 Sagrod 062 29242 18042
10 Ikatan angin 298 23758 70894
sum 20113845
No Jenis Beban Sendiri q kgm2 A m2 W Kg
1 Floor deck 28800 52636 15159168
2 Chekered plate 45 mm 4777 184206 8798611
3 Clading 446 2200 9812
4 Spandek 498 64700 322206
5 Isolation Rockwool 2500 64700 1617500
sum 25907297
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
116
Tabel 43 Beban hidup struktur
No Beban Hidup q kgm2 A m2 W Kg
1 Floor deck 36000 52636 18948960
2 Chekered plate 45 mm 36000 184206 66314244
sum 85263204
Sehingga berat struktur adalah
WT = WDL + WLL
= 25907297 + 85263204
= 131284346 kg
- Menentukan gaya geser dasar
V = Cs WT
= 0020 131284346
= 2668381 kg
2 Analisis spectrum respons ragam
- Kontrol partisipasi massa ragam
Tabel 44 Waktu getar alami dan partisipasi massa
Case ModePeriod Selisih Waktu
Getar Alami Sum UX Sum UY Sum UZ
sec
Modal 1 3438 870 06918 00161 00022
Modal 2 3139 1911 07121 06293 00025
Modal 3 2539 666 07818 06293 00028
Modal 4 237 1139 0782 06297 00032
Modal 5 21 3948 0782 07018 00037
Modal 6 1271 582 0786 07024 00065
Modal 7 1197 635 09305 07037 00066
Modal 8 1121 660 09308 07038 00084
Modal 9 1047 669 09308 07057 00086
Modal 10 0977 379 09311 07792 00088
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
117
Tabel 44 Waktu getar alami dan partisipasi massa (lanjutan)
Case ModePeriod Selisih Waktu
Getar Alami Sum UX Sum UY Sum UZ
sec
Modal 11 094 1649 09318 08848 00096
Modal 12 0785 382 09332 08849 00099
Modal 13 0755 252 0959 08885 00099
Modal 14 0736 095 09612 09008 00117
Modal 15 0729 727 09627 09114 00125
Modal 16 0676 459 09751 09119 00125
Modal 17 0645 698 09799 09121 00125
Analisa modal pada software etabs 2015 menunjukan bahwa
perbedaan waktu getar sangat sedikit sehingga untuk selanjutnya digunakan
metoda kombinasi kuadrat lengkap (CQC) Pada mode ke 7 partisipasi
massa pada UX sudah mencapai 93 dan pada mode ke 14 partisipasi
massa pada UY sudah mencapai 90 sehingga sudah memenuhi syarat
minimal (90)
- Kontrol base reaction
Tabel 45 Base Reaction
Load CaseCombo
FX FY FZ
KN KN KN
RS U1 Max 2366839 325487 10303
RS U2 Max 290655 2367369 22637
085 VStatik gt VDinamik
085 2668381 gt 2367369
226812 lt 2367369 (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
118
4214 Beban notional
Untuk struktur yang menahan beban gravitasi terutama melalui kolom dinding
atau portal vertikal nominal diijinkan menggunakan beban notional untuk mewakili
efek ketidaksempurnaan awal Beban notional harus digunakan sebagai beban
lateral pada semua levelbeban national di hitung otomatis dari program ETABS
2015 dengan nominal 0002 α Yi untuk mewakili ketidaksempurnaan awal dan
0001 α Yi untuk kekakuan lentur sehingga
Ni = 0003 α Yi
Gambar 413 Beban notional pada etabs 2015
Beban tersebut di distribusikan arah orthogonal baik untuk beban grafitasi beban
hidup maupun beban grafitasi akibat beban mati
422 Kombinasi beban
Struktur akan didisain dengan gempa termasuk gaya seismic vertikal dan
faktor redundansi Gaya seismic vertikal adalah
Ev = 02 SDS DL
= 02 040 DL
= 008 DL
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
119
Faktor redundansi untuk kategori desain seismik DE dan F adalah 13 sehingga
kombinasi pembebanan menjadi
1 14D
2 12D + 16L + 05(Lr atau R)
3 12D + 16(Lr atau R) + (L atau 05W)
4 12D + 10 W + L + 05(Lr atau R)
5 12D + 10 E + L -gt 13D + 13E + L
6 09D + 10 W
7 09D + 10 E -gt 08D + 13E
423 Kontrol Driff
Tabel 46 Simpangan antar lantai akibat gempa X
Elevasi h SUMBU X SUMBU Y ∆IZIN KETERANGAN
m mm δse (mm) δx (mm) ∆x (mm) δse (mm) δy (mm) ∆y (mm) mm
355 4100 80 440 2585 15 825 385 82 OK
314 3000 753 41415 2035 143 7865 33 60 OK
284 3000 716 3938 2695 137 7535 275 60 OK
254 3000 667 36685 363 132 726 33 60 OK
224 3000 601 33055 4345 126 693 44 60 OK
194 3000 522 2871 4565 118 649 495 60 OK
164 2650 439 24145 3905 109 5995 66 53 OK
1375 3050 368 2024 407 97 5335 1155 61 OK
107 4900 294 1617 7535 76 418 253 98 OK
58 5800 157 8635 8635 3 165 165 116 OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
120
Gambar 414 Grafik simpangan antar lantai VS elevasi akibat gempa - X
Tabel 47 Simpangan antar lantai akibat gempa Y
Elevasi h SUMBU X SUMBU Y ∆IZIN KETERANGAN
m mm δse (mm) δx (mm) ∆x (mm) δse (mm) δy (mm) ∆y (mm) mm
355 4100 398 742 35 742 4081 1925 82 OK
314 3000 371 707 27 707 38885 1485 60 OK
284 3000 35 68 3 68 374 165 60 OK
254 3000 324 65 43 65 3575 2365 60 OK
224 3000 288 607 56 607 33385 308 60 OK
194 3000 246 551 68 551 30305 374 60 OK
164 2650 201 483 68 483 26565 374 53 OK
1375 3050 164 415 92 415 22825 506 61 OK
107 4900 127 323 182 323 17765 80 98 OK
58 5800 62 141 141 141 9765 9765 116 OK
0
5
10
15
20
25
30
35
40
0 20 40 60 80 100 120 140
ELEV
ASI
STORY DRIFT
GRAFIK STORY DRIFT vs ELEVASI
DRIFT X
DRIFT Y
DRIFT IZIN
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
121
Gambar 415 Grafik simpangan antar lantai VS elevasi akibat gempa - Y
424 Kontrol Profil
4241 Kolom 350 x 350 x 12 x 19 ( A = 1739 cm2 )
Ix = 40300 cm4 Zx = 24931
Iy = 13600 cm4 Zy = 11749
Sx = 2300 cm3 Lp = 449 m
Sy = 776 cm3 Lr = 1718 m
rx = 152 cm Mp = 5983 KN m
ry = 884 cm Mr = 391 KN m
Panjang tidak terkekang lateral = 58 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
0
5
10
15
20
25
30
35
40
0 20 40 60 80 100 120 140
ELEV
ASI
STORY DRIFT
GRAFIK STORY DRIFT vs ELEVASI
DRIFT X
DRIFT Y
DRIFT IZIN
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
122
a Kapasitas kolom terhadap tekan
λ = lt 471
=
lt 471
= 65611 lt 13797
fe =
=
= 45890 MPa
lt 225
lt 225
0522 lt 225
Sehingga tegangan keritis adalah
fcr = 0658 fy
= 0658 240
= 19698 MPa
ϕPn = 09 fcr A
= 09 19698 17390
= 308307 KN
b Kapasitas kolom terhadap momen sumbu x
L = 58 m
Lp = 449 m
Lr = 1718 m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
123
didapat Lp lt L lt Lr sehingga momen ultimate adalah
Mn = Cb [Mp ndash ( Mp- Mr)
]
= 1 [5983 - (5983 ndash 391)
]
= 57694 KN m
ϕ Mn = 09 57694
= 51924 KN m
c Kapasitas kolom terhadap momen sumbu y
ϕ Mn = 09 Zy fy
= 09 11749 240
= 25377 KN m
Tabel 48 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 350 x 350 x 12 x 19
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
14DL 0 -50108 -439 -693 PuϕPn lt 02 0114
14DL 275 -49599 076 340 PuϕPn lt 02 0092
14DL 55 -49090 565 1356 PuϕPn lt 02 013
12DL + 16LL 0 -234590 -1264 -1380 PuϕPn gt 02 0846
12DL + 16LL 275 -234153 104 786 PuϕPn gt 02 0794
12DL + 16LL 55 -233716 1360 2854 PuϕPn gt 02 0871
12DL + 16LL + 05WL-X 0 -237561 -1198 2174 PuϕPn gt 02 0867
12DL + 16LL + 05WL-X 275 -237124 116 2293 PuϕPn gt 02 083
12DL + 16LL + 05WL-X 55 -236688 1312 2004 PuϕPn gt 02 0865
12DL + 16LL + 05WL-Y 0 -234440 -2572 -1245 PuϕPn gt 02 0889
12DL + 16LL + 05WL-Y 275 -234003 -342 865 PuϕPn gt 02 0803
12DL + 16LL + 05WL-Y 55 -233567 2144 2857 PuϕPn gt 02 0898
12DL + LL + WL-X 0 -168693 -156 6011 PuϕPn gt 02 0668
12DL + LL + WL-X 275 -168257 257 3604 PuϕPn gt 02 0629
12DL + LL + WL-X 55 -167820 583 512 PuϕPn gt 02 0586
12DL + LL + WL-Y 0 -162386 -4668 -795 PuϕPn gt 02 0716
12DL + LL + WL-Y 275 -161949 -1059 776 PuϕPn gt 02 0588
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
124
Tabel 48 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 350 x 350 x 12 x 19 (lanjutan)
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
12DL + LL + WL-Y 55 -161513 3203 2242 PuϕPn gt 02 0686
13DL + LL + ρRS-X Max 0 -161904 5293 4622 PuϕPn gt 02 0802
13DL + LL + ρRS-X Max 275 -161431 1821 3150 PuϕPn gt 02 0653
13DL + LL + ρRS-X Max 55 -160958 5145 3377 PuϕPn gt 02 0772
13DL + LL + ρRS-X Min 0 -171412 -7624 -5979 PuϕPn gt 02 0938
13DL + LL + ρRS-X Min 275 -170939 -1731 -1543 PuϕPn gt 02 0654
13DL + LL + ρRS-X Min 55 -170466 -2792 1061 PuϕPn gt 02 0681
13DL + LL + ρRS-Y Max 0 -157108 2483 11576 PuϕPn gt 02 0806
13DL + LL + ρRS-Y Max 275 -156635 990 6117 PuϕPn gt 02 0659
13DL + LL + ρRS-Y Max 55 -156162 2686 4441 PuϕPn gt 02 0688
13DL + LL + ρRS-Y Min 0 -177929 -3506 -10847 PuϕPn gt 02 0899
13DL + LL + ρRS-Y Min 275 -177456 -609 -3714 PuϕPn gt 02 0673
13DL + LL + ρRS-Y Min 55 -176983 -1052 -492 PuϕPn gt 02 0632
09DL + WL-X 0 -38166 033 6660 PuϕPn lt 02 0193
09DL + WL-X 275 -37839 110 3230 PuϕPn lt 02 013
09DL + WL-X 55 -37511 161 -829 PuϕPn lt 02 0085
09DL + WLY 0 -31859 -4479 -146 PuϕPn lt 02 0233
09DL + WLY 275 -31532 -1205 402 PuϕPn lt 02 0108
09DL + WLY 55 -31204 2781 901 PuϕPn lt 02 0179
08DL + ρRS-X Max 0 -23960 6089 5031 PuϕPn lt 02 0377
08DL + ρRS-X Max 275 -23669 1794 2588 PuϕPn lt 02 016
08DL + ρRS-X Max 55 -23378 4359 1901 PuϕPn lt 02 0248
08DL + ρRS-X Min 0 -33468 -6828 -5570 PuϕPn lt 02 0432
08DL + ρRS-X Min 275 -33177 -1757 -2105 PuϕPn lt 02 0165
08DL + ρRS-X Min 55 -32886 -3578 -415 PuϕPn lt 02 0204
08DL + ρRS-Y Max 0 -18520 2830 11228 PuϕPn lt 02 0359
08DL + ρRS-Y Max 275 -18229 860 5259 PuϕPn lt 02 0166
08DL + ρRS-Y Max 55 -17938 2141 3132 PuϕPn lt 02 0175
08DL + ρRS-Y Min 0 -39341 -3159 -11196 PuϕPn lt 02 0406
08DL + ρRS-Y Min 275 -39050 -739 -4572 PuϕPn lt 02 0182
08DL + ρRS-Y Min 55 -38759 -1596 -1801 PuϕPn lt 02 0162
Stress ratio maximum adalah 0938 lt 1 OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
125
d Kapasitas kolom terhadap geser
Tabel 49 Resume gaya geser Kolom 350 x 350 x 12 x 19
V2 kN V3 kN
Vmax 18049 9887
Vmin -22158 -15602
- Kontrol terhadap geser sumbu x
ϕVn = 09 06 Aw fy
= 09 06 3744 240
= 48522 KN gt 22158 OK
- Kontrol terhadap geser sumbu y
ϕVn = 09 06 Af fy
= 09 06 12844 240
= 16645 KN gt 156 OK
4242 Kolom 300 x 300 x 10 x 15 ( A = 1198 cm2 )
Ix = 20400 cm4 Zx = 14647 cm3
Iy = 6750 cm4 Zy = 6817 cm3
Sx = 1360 cm3 Lp = 381 m
Sy = 450 cm3 Lr = 1376 m
rx = 131 cm Mp = 3515 KN m
ry = 751 cm Mr = 2312 KN m
Panjang tidak terkekang laterar = 3 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
126
a Kapasitas kolom terhadap tekan
λ = lt 471
=
lt 471
= 39947 lt 13797
fe =
=
= 123797 MPa
lt 225
lt 225
01938 lt 225
Sehingga tegangan keritis adalah
fcr = 0658 fy
= 0658 240
= 221295 MPa
ϕPn = 09 fcr A
= 09 221295 11980
= 2386003 KN
b Kapasitas kolom terhadap momen sumbu x
L = 3 m
Lp = 381 m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
127
didapat Lp gt L sehingga momen ultimate adalah
Mn = Mp
= 35152 KN m
ϕ Mn = 09 35152
= 319376 KN m
c Kapasitas kolom terhadap momen sumbu y
ϕ Mn = 09 Zy fy
= 09 6817 240
= 147247 KN m
Tabel 410 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 300 x 300 x 10 x 15
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
14DL 0 -12254 -884 -306 PuϕPn lt 02 0096
14DL 275 -12082 -141 072 PuϕPn lt 02 0038
14DL 55 -11910 605 449 PuϕPn lt 02 0081
12DL + 16LL 0 -53658 -6540 -1683 PuϕPn gt 02 0667
12DL + 16LL 275 -53510 -1187 515 PuϕPn gt 02 0311
12DL + 16LL 55 -53362 4228 2705 PuϕPn gt 02 0555
12DL + 16LL + 05WL-X 0 -53789 -6536 -1139 PuϕPn gt 02 0652
12DL + 16LL + 05WL-X 275 -53641 -1183 464 PuϕPn gt 02 031
12DL + 16LL + 05WL-X 55 -53494 4231 2060 PuϕPn gt 02 0538
12DL + 16LL + 05WL-Y 0 -54867 -7138 -1717 PuϕPn gt 02 071
12DL + 16LL + 05WL-Y 275 -54719 -1176 504 PuϕPn gt 02 0315
12DL + 16LL + 05WL-Y 55 -54572 4762 2715 PuϕPn gt 02 0593
12DL + LL + WL-X 0 -37583 -4262 -046 PuϕPn lt 02 037
12DL + LL + WL-X 275 -37435 -786 246 PuϕPn lt 02 014
12DL + LL + WL-X 55 -37287 2730 534 PuϕPn lt 02 0281
12DL + LL + WL-Y 0 -40160 -5753 -1248 PuϕPn lt 02 0515
12DL + LL + WL-Y 275 -40012 -752 319 PuϕPn lt 02 0145
12DL + LL + WL-Y 55 -39864 4114 1881 PuϕPn lt 02 0423
13DL + LL + ρRS-X Max 0 -34864 -2278 258 PuϕPn lt 02 0236
13DL + LL + ρRS-X Max 275 -34704 -448 634 PuϕPn lt 02 0124
13DL + LL + ρRS-X Max 55 -34544 4920 3224 PuϕPn lt 02 0509
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
128
Tabel 410 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 300 x 300 x 10 x 15
(lanjutan)
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
13DL + LL + ρRS-X Min 0 -42010 -6668 -2496 PuϕPn lt 02 062
13DL + LL + ρRS-X Min 275 -41850 -1139 041 PuϕPn lt 02 0167
13DL + LL + ρRS-X Min 55 -41690 930 353 PuϕPn lt 02 0162
13DL + LL + ρRS-Y Max 0 -36078 -3269 1785 PuϕPn lt 02 0355
13DL + LL + ρRS-Y Max 275 -35917 -644 806 PuϕPn lt 02 0145
13DL + LL + ρRS-Y Max 55 -35757 3829 4637 PuϕPn lt 02 0482
13DL + LL + ρRS-Y Min 0 -40673 -5470 -3709 PuϕPn lt 02 0574
13DL + LL + ρRS-Y Min 275 -40513 -955 -183 PuϕPn lt 02 0156
13DL + LL + ρRS-Y Min 55 -40353 1791 -1478 PuϕPn lt 02 0253
09DL + WL-X 0 -8094 -537 895 PuϕPn lt 02 0082
09DL + WL-X 275 -7983 -084 -055 PuϕPn lt 02 0025
09DL + WL-X 55 -7872 371 -1002 PuϕPn lt 02 0074
09DL + WLY 0 -10671 -2028 -307 PuϕPn lt 02 017
09DL + WLY 275 -10560 -050 019 PuϕPn lt 02 0027
09DL + WLY 55 -10449 1755 346 PuϕPn lt 02 0153
08DL + ρRS-X Max 0 -3468 1674 1216 PuϕPn lt 02 016
08DL + ρRS-X Max 275 -3370 266 336 PuϕPn lt 02 0036
08DL + ρRS-X Max 55 -3271 2356 1674 PuϕPn lt 02 022
08DL + ρRS-X Min 0 -10614 -2716 -1539 PuϕPn lt 02 0256
08DL + ρRS-X Min 275 -10516 -426 -258 PuϕPn lt 02 006
08DL + ρRS-X Min 55 -10417 -1633 -1197 PuϕPn lt 02 0171
08DL + ρRS-Y Max 0 -4709 606 2625 PuϕPn lt 02 0135
08DL + ρRS-Y Max 275 -4610 075 529 PuϕPn lt 02 0032
08DL + ρRS-Y Max 55 -4512 1354 3250 PuϕPn lt 02 0205
08DL + ρRS-Y Min 0 -9304 -1595 -2869 PuϕPn lt 02 0219
08DL + ρRS-Y Min 275 -9206 -236 -459 PuϕPn lt 02 005
08DL + ρRS-Y Min 55 -9107 -684 -2866 PuϕPn lt 02 0157
Stress ratio maximum adalah 0710 lt 1 OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
129
d Kapasitas kolom terhadap geser
Tabel 411 Resume gaya geser Kolom 300 x 300 x 10 x 15
V2 kN V3 kN
Vmax 18748 9962
Vmin -29322 -43951
- Kontrol terhadap geser sumbu x
ϕVn = 09 06 Aw fy
= 09 06 2700 240
= 34992 KN gt 29322 KN (OK)
- Kontrol terhadap geser sumbu y
ϕVn = 09 06 Af fy
= 09 06 8700 240
= 112752 KN gt 43951 KN (OK)
4243 Kolom 200 x 200 x 8 x 12 ( A = 6353 cm2 )
Ix = 4720 cm4 Zx = 5131 cm3
Iy = 1600 cm4 Zy = 2428 cm3
Sx = 472 cm3 Lp = 255 m
Sy = 160 cm3 Lr = 1072 m
rx = 862 cm Mp = 1231 KN m
ry = 502 cm Mr = 802 KN m
Panjang tidak terkekang laterar = 58 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
130
a Kapasitas kolom terhadap tekan
λ = lt 471
=
lt 471
= 115538 lt 13797
fe =
=
= 14799 MPa
lt 225
lt 225
1621 lt 225
Sehingga tegangan keritis adalah
fcr = 0658 fy
= 0658 240
= 121737 MPa
ϕPn = 09 fcr A
= 09 121737 6353
= 696056 KN
b Kapasitas kolom terhadap momen sumbu x
L = 58 m
Lp = 255 m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
131
Lr = 1072 m
didapat Lp lt L lt Lr sehingga momen ultimate adalah
Mn = Cb [Mp ndash ( Mp- Mr)
]
= 1 [123144 - (123144 ndash 8024)
]
= 106077 KN m
ϕ Mn = 09 106077
= 9547 KN m
c Kapasitas kolom terhadap momen sumbu y
ϕ Mn = 09 Zy fy
= 09 2428 240
= 524448 KN m
Tabel 412 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 200 x 200 x 8 x 12
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
14DL 0 -2195 -043 -037 PuϕPn lt 02 0028
14DL 275 -2006 004 001 PuϕPn lt 02 0016
14DL 55 -1818 049 038 PuϕPn lt 02 0027
12DL + 16LL 0 -4566 -141 -070 PuϕPn lt 02 0068
12DL + 16LL 275 -4405 007 018 PuϕPn lt 02 0035
12DL + 16LL 55 -4243 152 107 PuϕPn lt 02 0071
12DL + 16LL + 05WL-X 0 -3107 -138 483 PuϕPn lt 02 0100
12DL + 16LL + 05WL-X 275 -2945 008 053 PuϕPn lt 02 0029
12DL + 16LL + 05WL-X 55 -2784 150 -378 PuϕPn lt 02 0089
12DL + 16LL + 05WL-Y 0 -4677 -384 -090 PuϕPn lt 02 0117
12DL + 16LL + 05WL-Y 275 -4516 -011 019 PuϕPn lt 02 0037
12DL + 16LL + 05WL-Y 55 -4354 364 127 PuϕPn lt 02 0115
12DL + LL + WL-X 0 -622 005 1055 PuϕPn lt 02 0116
12DL + LL + WL-X 275 -461 014 081 PuϕPn lt 02 0015
12DL + LL + WL-X 55 -299 021 -895 PuϕPn lt 02 01
12DL + LL + WL-Y 0 -3816 -763 -100 PuϕPn lt 02 0184
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
132
Tabel 412 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 200 x 200 x 8 x 12
(lanjutan)
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
12DL + LL + WL-Y 275 -3655 -041 014 PuϕPn lt 02 0036
12DL + LL + WL-Y 55 -3493 686 126 PuϕPn lt 02 017
13DL + LL + ρRS-X Max 0 -1973 939 590 PuϕPn lt 02 0255
13DL + LL + ρRS-X Max 275 -1798 079 054 PuϕPn lt 02 0034
13DL + LL + ρRS-X Max 55 -1623 1078 567 PuϕPn lt 02 0277
13DL + LL + ρRS-X Min 0 -5225 -1217 -612 PuϕPn lt 02 0334
13DL + LL + ρRS-X Min 275 -5050 -072 -025 PuϕPn lt 02 0053
13DL + LL + ρRS-X Min 55 -4875 -791 -486 PuϕPn lt 02 0237
13DL + LL + ρRS-Y Max 0 340 425 1491 PuϕPn lt 02 024
13DL + LL + ρRS-Y Max 275 514 043 110 PuϕPn lt 02 0024
13DL + LL + ρRS-Y Max 55 689 462 1152 PuϕPn lt 02 0214
13DL + LL + ρRS-Y Min 0 -6918 -505 -1281 PuϕPn lt 02 0281
13DL + LL + ρRS-Y Min 275 -6743 -023 -068 PuϕPn lt 02 006
13DL + LL + ρRS-Y Min 55 -6569 -343 -1273 PuϕPn lt 02 0246
09DL + WL-X 0 1511 008 1085 PuϕPn lt 02 0126
09DL + WL-X 275 1632 006 070 PuϕPn lt 02 0021
09DL + WL-X 55 1753 004 -947 PuϕPn lt 02 0113
09DL + WLY 0 -1682 -761 -069 PuϕPn lt 02 0165
09DL + WLY 275 -1561 -049 003 PuϕPn lt 02 0021
09DL + WLY 55 -1440 668 075 PuϕPn lt 02 0146
08DL + ρRS-X Max 0 412 1035 596 PuϕPn lt 02 0263
08DL + ρRS-X Max 275 519 077 041 PuϕPn lt 02 0023
08DL + ρRS-X Max 55 627 978 534 PuϕPn lt 02 0247
08DL + ρRS-X Min 0 -2840 -1120 -606 PuϕPn lt 02 0298
08DL + ρRS-X Min 275 -2733 -074 -038 PuϕPn lt 02 0038
08DL + ρRS-X Min 55 -2625 -891 -519 PuϕPn lt 02 0244
08DL + ρRS-Y Max 0 2516 453 1421 PuϕPn lt 02 0254
08DL + ρRS-Y Max 275 2624 036 093 PuϕPn lt 02 0036
08DL + ρRS-Y Max 55 2731 420 1186 PuϕPn lt 02 0224
08DL + ρRS-Y Min 0 -4742 -477 -1350 PuϕPn lt 02 0267
08DL + ρRS-Y Min 275 -4634 -030 -085 PuϕPn lt 02 0048
08DL + ρRS-Y Min 55 -4527 -385 -1239 PuϕPn lt 02 0236
Stress ratio maximum adalah 0334 lt 1 (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
133
e Kapasitas kolom terhadap geser
Tabel 413 Resume gaya geser Kolom 200 x 200 x 8 x 12
V2 kN V3 kN
Vmax 4961 3345
Vmin ‐45461 ‐40182
- Kontrol terhadap geser sumbu x
ϕVn = 09 06 Aw fy
= 09 06 1408 240
= 18247 KN gt 4961 OK
- Kontrol terhadap geser sumbu y
ϕVn = 09 06 Af fy
= 09 06 4512 240
= 584755 KN gt 40182 OK
4244 Balok Komposit 300 x 150 x 65 x 9 ( A = 4678 cm2 )
Ix = 7210 cm4 Zx = 522 cm3
Iy = 508 cm4 Zy = 1042 cm3
Sx = 481 cm3 Lp = 167 m
Sy = 677 cm3 Lr = 497 m
rx = 124 cm Mp = 1253 KN m
ry = 329 cm Mr = 817 KN m
Panjang tidak terkekang laterar = 8 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
134
Tabel 414 Resume Gaya luar envelope balok komposit 300 x 150 x 65 x 9
Load CaseCombo Station P V2 V3 T M2 M3
m kN kN kN kN‐m kN‐m kN‐m
ENVELOPE Max 0175 0030 4867 0030 ‐0009 0012 35372
ENVELOPE Max 0671 0020 5715 0020 ‐0009 0000 32749
ENVELOPE Max 1166 0009 6564 0009 ‐0009 0000 30189
ENVELOPE Max 1662 0000 7412 0000 ‐0009 0000 30289
ENVELOPE Max 2158 0000 8260 0000 ‐0009 0000 29122
ENVELOPE Max 2653 0000 9109 0000 ‐0009 0004 26687
ENVELOPE Max 3149 0000 9957 0000 ‐0009 0018 22986
ENVELOPE Max 3617 0003 17149 0003 0059 0002 15061
ENVELOPE Max 4084 0003 17368 0003 0059 0000 10950
ENVELOPE Max 4552 0002 17587 0002 0059 0000 13087
ENVELOPE Max 5019 0001 17806 0001 0059 0000 15177
ENVELOPE Max 5487 0000 18025 0000 0059 0000 17921
ENVELOPE Max 5955 0000 18244 0000 0059 0000 22012
ENVELOPE Max 6422 0000 18463 0000 0059 0000 26039
ENVELOPE Max 6890 0000 18681 0000 0059 0000 30003
ENVELOPE Max 7357 0000 18900 0000 0059 0001 33905
ENVELOPE Max 7825 0000 19119 0000 0059 0003 37743
ENVELOPE Min 0175 0000 ‐28736 0000 ‐0084 0000 ‐56467
ENVELOPE Min 0671 0000 ‐26180 0000 ‐0084 0000 ‐42857
ENVELOPE Min 1166 0000 ‐23624 0000 ‐0084 ‐0007 ‐30998
ENVELOPE Min 1662 ‐0002 ‐21067 ‐0002 ‐0084 ‐0009 ‐23486
ENVELOPE Min 2158 ‐0013 ‐18511 ‐0013 ‐0084 ‐0005 ‐16393
ENVELOPE Min 2653 ‐0023 ‐15955 ‐0023 ‐0084 0000 ‐9722
ENVELOPE Min 3149 ‐0034 ‐13398 ‐0034 ‐0084 0000 ‐3471
ENVELOPE Min 3617 0000 ‐9354 0000 0007 0000 0930
ENVELOPE Min 4084 0000 ‐9219 0000 0007 0000 1369
ENVELOPE Min 4552 0000 ‐9084 0000 0007 ‐0001 ‐4717
ENVELOPE Min 5019 0000 ‐8950 0000 0007 ‐0001 ‐10866
ENVELOPE Min 5487 0000 ‐8815 0000 0007 ‐0002 ‐17834
ENVELOPE Min 5955 ‐0001 ‐8680 ‐0001 0007 ‐0002 ‐26313
ENVELOPE Min 6422 ‐0002 ‐8546 ‐0002 0007 ‐0001 ‐34895
ENVELOPE Min 6890 ‐0002 ‐8411 ‐0002 0007 0000 ‐43579
ENVELOPE Min 7357 ‐0003 ‐8276 ‐0003 0007 0000 ‐52366
ENVELOPE Min 7825 ‐0004 ‐8142 ‐0004 0007 0000 ‐61255
Didapat M+max 3774 KN m dan M-
max 6125 KN m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
135
a Kontrol momen positif
- menentukan lebar efektif pelat beton ( digunakan Lrelativ )
1 be lt
be lt
be lt 1
2 be lt bo
be lt 1
sehingga digunakan be = 1 meter
akibat adanya lubang pada floor deck maka digunakan bekivalen
bekivalen =
=
= 810 mm
- Menentukan nilai n
Ebeton = 4700 = 4700 radic25 = 23500
Ebaja = 200000
n = = = 851
- Menentukan lebar transformasi penampang beton
=
= 952 cm
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Pelat Beton 11424 6 68544 Floor Deck 1867 945 17646 Profil WF 4678 27 126306
sum 17969 sum 212496
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
136
ẏ = sum
sum =
= 11825 mm
Titik berat berada di pelat beton
a =
=
= 5968 mm
d1 = 05hprofil + tpelat = 150 + 120 = 270 mm
d2 = hprofil ndash ċ = 120 ndash 035 = 11965
ϕMn = 09 As fy ( d1- ӯ )
ϕMn = 09 x [ 4678 x 240 x (270 ndash 2984) +2646 550 (11965 ndash 2984) ]
ϕMn = 24266 + 1176
ϕMn = 25442 KN m gt Mu = 3774 KN m ( OK )
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
137
b Kontrol momen negatif
- Menentukan sumbu netral penampang
Tsr = Asr fyr
= 667 ( 503 ) 400
= 13413334 N
Tfd = As Fu
= 81485 550
= 4481675 N
T = Tsr + Tfd
= 13413334 + 448167
= 58230084 N
Cmax = As fy
= 4678 240
= 1122720 N
Cmax gt T maka titik berat berada pada profil baja
T + Ts = Cmax ndash Ts
2Ts = Cmax ndash T
Ts = 05 (1122720 ndash 58230084)
Ts = 270209 N
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
138
Jika sumbu netral jatuh di sayap maka
b tf fy = Ts
150 tw 240 = 27020958
t =
= 75 mm
- Menghitung garis kerja gaya pusat tekan
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Profil WF 4678 15000 701700 Flens -1125 29625 -333281
sum 3553 sum 36841
ӯ =
= 10369 mm
Momen terhadap garis kerja
Tsr Mn1 = Tsr (d ndash ӯ + ts ndash 24)
= 13413334 ( 300 ndash 10369 + 120 ndash 24 )
= 3920 KN m
Tfr Mn2 = Tfd ( d ndash ӯ + 25 )
= 4481675 ( 300 ndash 10369 + 25)
= 9918 KN m
Ts flens Mn3 = Ts ( d ndash ӯ ndash (752) )
= 270000 ( 300 ndash 10369 ndash 375 )
= 5199 KN m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
139
Mn = Mn1 + Mn2 + Mn3
= 3920 + 9918 + 5199
= 19037 KN m
ϕ Mn = 09 Mn
= 09 19037
= 17133 KN m gt 6125 KN m (OK)
D Dimensi Penghubung Geser (Shear Conector)
Gaya horizontal akibat aksi komposit penuh
Vh = 085 a b = 085 x 5968 x 1000 x 25 = 1268200 N
Digunakan Stud connector ⅝rdquo luas satu buah stud connector adalah
Asc = d2 = 158752 =19801 mm2
Kuat geser satu buah shear connector
Qn = 05 Asc lt Rg Rp Asc fu
Qn = 05 x 19801 x radic25 23500 lt 085 x 075 x 19801 x 550
Qn = 7588676 N lt 69427
Jumlah shear connector yang di butuhkan
N = = = 182 ~ 19 buah untuk setengah bentang
Total kebutuhan shear connector adalah 38 buah untuk semua bentang Jika
dipasang dua buah shear connector pada setiap penampang melintang maka
jarak shear connector adalah
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
140
S = = 421 mm
Smin = 6d = 6 x 15875 = 9525 mm
Smax = 8t = 8 x 120 = 960 mm
Strans = 4d = 4 x 15875 = 635 mm
Sehingga digunakan shear connector 2 x (⅝rdquo x 65 cm) dengan jarak 25 cm
E Kontrol Geser
Menghitung gaya geser ultimate
Vu = 43951 KN
Menghitung gaya geser nominal
ϕVn = 09 (06 fy) h tw
ϕVn = 09 x 06 x 240 x 282 x 65
ϕVn = 23755 KN gt Vu = 43951 (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
141
4245 Balok Komposit 350 x 175 x 7 x 11 ( A = 6314 cm2 )
Ix = 13600 cm4 Zx = 8408 cm3
Iy = 984 cm4 Zy = 1724 cm3
Sx = 775 cm3 Lp = 2 m
Sy = 112 cm3 Lr = 593 m
rx = 147 cm Mp = 2017 KN m
ry = 395 cm Mr = 1317 KN m
Panjang tidak terkekang laterar = 6 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
Tabel 415 Resume Gaya luar envelope balok komposit 350 x 175 x 7 x 11
Load CaseCombo Station P V2 V3 T M2 M3
m kN kN kN kN-m kN-m kN-m
ENVELOPE Max 015 00015 -286870 00000 -00119 00000 -114887
ENVELOPE Max 061 00007 -285538 00000 -00119 00002 17497
ENVELOPE Max 108 00000 -284206 00001 -00119 00003 149271
ENVELOPE Max 154 00000 -282873 00009 -00119 00000 509357
ENVELOPE Max 200 00000 -281541 00017 -00119 00000 1180521
ENVELOPE Max 250 00009 99787 00000 00008 00001 1186148
ENVELOPE Max 300 00000 101228 00000 00008 00003 1190858
ENVELOPE Max 350 00000 102668 00009 00008 00001 1204523
ENVELOPE Max 400 00000 104108 00017 00008 00000 1220570
ENVELOPE Max 446 00009 1540139 00000 01032 00000 560851
ENVELOPE Max 493 00001 1542137 00000 01032 00003 155777
ENVELOPE Max 539 00000 1544136 00007 01032 00002 31225
ENVELOPE Max 585 00000 1546134 00015 01032 00000 -93930
ENVELOPE Min 015 00000 -1602940 -00015 -00945 -00003 -1807980
ENVELOPE Min 061 00000 -1600942 -00007 -00945 00000 -1124508
ENVELOPE Min 108 -00001 -1598944 00000 -00945 00000 -483534
ENVELOPE Min 154 -00009 -1596945 00000 -00945 00000 -72489
ENVELOPE Min 200 -00017 -1594947 00000 -00945 -00006 163564
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
142
Tabel 415 Resume Gaya luar envelope balok komposit 350 x 175 x 7 x 11
(lanjutan)
Load CaseCombo Station P V2 V3 T M2 M3
m kN kN kN kN-m kN-m kN-m
ENVELOPE Min 250 00000 -138749 -00009 -00032 00000 224275
ENVELOPE Min 300 00000 -136409 00000 -00032 00000 283264
ENVELOPE Min 350 -00009 -134068 00000 -00032 00000 259583
ENVELOPE Min 400 -00017 -131728 00000 -00032 -00006 208160
ENVELOPE Min 446 00000 267215 -00009 00146 00000 -14744
ENVELOPE Min 493 00000 268547 -00001 00146 00000 -341901
ENVELOPE Min 539 -00007 269880 00000 00146 00000 -951197
ENVELOPE Min 585 -00015 271212 00000 00146 -00003 -1655771
Didapat M+max 122057 KN m dan M-
max -180798 KN m
a Kontrol momen positif
- menentukan lebar efektif pelat beton
1 be lt
be lt
be lt 075
2 be lt bo
be lt 1
sehingga digunakan be = 075 meter
akibat adanya lubang pada floor deck maka digunakan bekivalen
bekivalen =
= = 614633 mm
- Menentukan nilai n
Ebeton = 4700 = 4700 radic25 = 23500
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
143
Ebaja = 200000
n = = = 851
- Menentukan lebar transformasi penampang beton
=
= 723 cm
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Pelat Beton 864 6 5184 Profil WF 6314 295 186263
sum 16546 sum 253147
ẏ = sum
sum =
= 1592 cm
Titik berat berada di profil baja titik pusat tarik baja profil
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Profil WF 6314 175 11049500 Flens -1925 3445 - 6631625 Web -1974 3249 - 6413526
sum 41916 sum 3776522
ẏ = sum
sum =
= 90097 cm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
144
momen nominal positif
a =
=
= 6311 mm
d1 = h - ӯ + tpelat = 350 - 90 + 120 = 380 mm
d2 = h - ӯ ndash (112) = 350 - 90 - 55 = 2545 mm
d3 = h - ӯ - tf - (2822) = 350 - 90 ndash 11 ndash 141 = 2349 mm
ϕMn = 09 085 a b fcrsquo ( d1- ) + 09 Asf fy (d2) + 09 Asw fy (d3)
ϕMn = 09 x [ 085 x 6311 x 750 x 25 x ( 380 -
) + 11 x 175 x 240 x 2545
+ 282 x 7 x 240 x 2349 ]
ϕMn = 4308 KN m gt Mu = 122057 KN m ( OK )
b Kontrol momen negatif
- Menentukan sumbu netral penampang
Tsr = Asr fyr
= 667 ( 503 ) 400
= 13413334
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
145
Tfd = As Fu
= 595 550
= 327250
T = Tsr + Tfd
= 13413334 + 327250
= 46138334
Cmax = As fy
= 6314 240
= 1515360
Cmax gt T maka titik berat berada pada profil baja
T + Ts = Cmax ndash Ts
2Ts = Cmax ndash T
Ts = 05 (1515360 ndash 46138334)
Ts = 52698833
Jika sumbu netral jatuh di web maka
b tf fy = Ts
h 7 240 = 52698833 ndash (175 11 240)
h =
= 3869 mm
- Menghitung garis kerja gaya pusat tekan
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Profil WF 6314 17500 11049500 Flens -1925 34450 - 6631625 Web -270 31965 - 863068
sum 4119 sum 3554806
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
146
ӯ =
= 8630 mm
Momen terhadap pusat tekan
Tsr Mn1 = Tsr (d ndash ӯ + t ndash 24)
= 13413334 ( 350 ndash 8630 + 120 ndash 24 )
= 48247 KN m
Tfr Mn2 = Tfd ( d ndash ӯ + 25 )
= 327250 ( 350 - 8630 + 25)
= 94477 KN m
Ts flens Mn3 = Tf ( d ndash ӯ ndash (112) )
= 462000 ( 350 ndash 8630 ndash 55 )
= 119288 KN m
Ts web M4 = Tw ( d ndash ӯ ndash 11 ndash (38692) )
= 37464 ( 350 ndash 8630 ndash 11 ndash 1934 )
= 15167 KN m
Mn = Mn1 + Mn2 + Mn3 + Mn4
= 48247 + 94477 + 119288 + 15167
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
147
= 277179 KN m
ϕ Mn = 09 Mn
= 09 277179
= 249461 KN m gt 180798 KN m (OK)
D Dimensi Penghubung Geser (Shear Conector)
Gaya horizontal akibat aksi komposit penuh
Vh = 085 a b = 085 x 6311 x 750 x 25 = 1005816 N
Digunakan Stud connector ⅝rdquo luas satu buah stud connector adalah
Asc = d2 = 158752 =19801 mm2
Kuat geser satu buah shear connector
Qn = 05 Asc lt Rg Rp Asc fu
Qn = 05 x 19801 x radic25 23500 lt 085 x 075 x 19801 x 550
Qn = 7588676 N lt 69427
Jumlah shear connector yang di butuhkan
N = = = 1448 ~ 15 buah untuk setengah bentang
Total kebutuhan shear connector adalah 28 buah untuk semua bentang Jika
dipasang dua buah shear connector pada setiap penampang melintang maka
jarak shear connector adalah
S = = 400 mm
Smin = 6d = 6 x 15875 = 9525 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
148
Smax = 8t = 8 x 120 = 960 mm
Strans = 4d = 4 x 15875 = 635 mm
Sehingga digunakan shear connector 2 x (⅝rdquo x 65 cm) dengan jarak 25
cm
E Kontrol Geser
Menghitung gaya geser ultimate
Vu = 160294
Menghitung gaya geser nominal
ϕVn = 09 (06 fy) h tw
ϕVn = 09 x 06 x 240 x 328 x 7
ϕVn = 29756 KN gt Vu = 160294 KN (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
149
425 Dimensi Sambungan
4251 Sambungan Balok Kolom
1 Sambungan Balok Kolom IWF 350 x 175 x 7 x 11 (ϕMP = 182 KN m)
Gambar 416 Rencana sambungan balok kolom IWF 350 x 175 x 7 x 11
Data geometri sambungan
pfo = 80 pfi = pb = 60 mm
h0 = hpr + pfo = 350 + 80 = 430 mm
h1 = hpr ndash tf ndash pfi = 350 ndash 11 ndash 60 = 279 mm
h2 = hpr ndash tf ndash pfi ndash pb = 350 ndash 11 ndash 60 ndash 60 = 219 mm
g = 95 mm
de = 50 mm
bp = 175 mm
hst = 130 mm -gt Lst = = = 22516 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
150
- Momen rencana sambungan (tebal pelat rencana 24 mm)
Muc = Mp + Vu (Lst + tp)
= 182 + 1603 x ( 22516 + 24 )10-3
= 22194 KN m
- Kontrol tebal end-plate
s =
= radic175 95
= 64468 mm
Yp = lang rang 2 lang rang lang rang
2
1 lang 34rang 2
42
Yp = 279 lang rang 219 lang
rang 430 lang rang
295
279 lang60 3 604
rang 219 64468 604
952
Yp = 113067 + 983126 + 475
Yp = 216129
t =
=
= 2297 lt t (24 mm) (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
151
- Kontrol tebal pelat pengaku
Direncanakan tebal pelat pengaku = 10 mm
tst = 10 mm (hst = 130 mm Lst = 22516 mm)
cek tekuk lokal
lt 056
lt
13 lt 1616 (OK)
- Kontrol Sambungan Baut
Digunakan baut A325 M20 (Ab = 31428 mm2 )
Tegangan nominal tarik baut bergantung pada gaya geser ultimate
fnt = 620 MPa
fnv = 372 MPa
frv =
=
= 51 MPa
fnrsquo = 13 fnt -
frv lt fnt
fnrsquo = 13 x 620 -
x 51 lt 620
fnrsquo = 693 lt 620
sehingga tegangan tarik maximum yang digunakan adalah 620 MPa
momen tahanan sambungan baut adalah
ϕMnp = 2ϕPt sum
= 2ϕPt (h0 + h1 + h2)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
152
= 2 075 31428 620 ( 430 + 279 + 219 )
= 271236 KN m gt Muc = 22194 KN m (OK)
- Kontrol las
Digunakan las dengan tebal las maximum yaitu
tlas 1 = 6 mm untuk las vertical
tlas 2 = 9 mm untuk las horizontal
Menentukan tiitk berat las
Las
(i)
1 2hst tlas 1 = 1560 = 424
2 2b2 tlas 2 = 1377 = 3635
3 2b1 tlas 2 = 1404 = 3435
4 2h1 tlas 1 = 3936 = 184
5 2b1 tlas 2 = 1404 = 245
6 2b2 tlas 2 = 1377 = 45
sum A = 9681
61965
2409072sum AY =
05tlas
tf + 15tlas 34398
hpr ‐ tf + tlas 482274
05hpr + tlas 724224
hpr + 05hst + tlas 661440
hpr + 15tlas 5005395
Luas (Ai) Jarak ke sumbu x (yi) Ai x yi
(mm2) (mm) mm
3
h1 = hpr ndash 2tf
= 350 ndash 211
= 328 mm
b1 = 05 [be - tw - 2tlas)
= 05 [175 ndash 7 ndash 26]
= 78 mm
b2 = 05 [be ndash tst - 2tlas)
= 05 [175 ndash 10 ndash 26]
= 765 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
153
ӯ = sumAy
sumA =
2409072 = 248845 mm
kekuatan las
fEXX = 490 MPa (E60)
ϕRn = 075 te 06 fEXX
= 075 x 0707 x 6 x 06 x 490
= 93536 N
Kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 7 x 06 x 370
= 11655 N
Kekuatan las menentukan kekuatan sambungan las dipengaruhi oleh geser
dan lentur sehingga tegangan geser untuk lentur
frv = = = 1655 MPa
fn =
= 490 1655
= 4897 MPa
Momen lentur nominal las
ϕfu = 075 0707 06 fEXX
= 075 x 0707 x 06 x 4897
= 155804 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
154
momen plastis terhadap garis netral adalah
Mn = 22914 KN m gt Muc = 22194 KN m (OK)
Las Luas (Ai) ϕfu Gaya Las
(i) (mm2) Mpa KN
1 1560 155804 2430542 1377 155804 2145423 1404 155804 2187494 3936 155804 6132455 1404 155804 2187496 1377 155804 214542
397664907552422
229140sum Mn
01150095006502240244
Mn
KN m425722459820706
Lengan kopel
m0175
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
155
2 Sambungan Balok Kolom IWF 300 x 150 x 65 x 9 (ϕMP = 113 KN m)
Gambar 417 Rencana sambungan balok kolom IWF 300 x 150 x 65 x 9
Data geometri sambungan
pfo = 80 pfi = 60 mm
h0 = hpr + pfo = 300 + 80 = 380 mm
h1 = hpr ndash tf ndash pfi = 300 ndash 9 ndash 60 = 231 mm
g = 70 mm
de = 75 mm
bp = 150 mm
hst = 155 mm -gt Lst = = 26846mm
- Momen rencana sambungan (tebal pelat rencana 24 mm)
Muc = Mp + Vu (Lst + tp)
= 113 + 285 x ( 26846 + 14 )10-3
= 12105 KN m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
156
- Kontrol tebal end-plate
s =
= radic150 70
= 51234 mm
Yp = lang rang lang rang
2
1lang rang 0
Yp = 231 lang
rang 380 lang
rang
270
231lang51234 51234rang 380 75 80
Yp = 131069 + 235914
Yp = 366983
t =
=
= 1302 lt t (14 mm) (OK)
- Kontrol tebal pelat pengaku
Direncanakan tebal pelat pengaku = 10 mm
tst = 10 mm (hst = 155 mm Lst = 26846 mm)
cek tekuk lokal
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
157
lt 056
lt
155 lt 1616 (OK)
- Kontrol Sambungan Baut
Digunakan baut A325 M20 (Ab = 31428 mm2 )
Tegangan nominal tarik baut bergantung pada gaya geser ultimate
fnt = 620 MPa
fnv = 372 MPa
frv =
=
= 16 MPa
fnrsquo = 13 fnt -
frv lt fnt
fnrsquo = 13 x 620 -
x 16 lt 620
fnrsquo = 770 lt 620
sehingga tegangan tarik maximum yang digunakan adalah 620 MPa
momen tahanan sambungan baut adalah
ϕMnp = 2ϕPt sum
= 2ϕPt (h0 + h1)
= 2 075 31428 620 ( 380 + 231)
= 17858 KN m gt Muc = 12105 KN m (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
158
- Kontrol las
Digunakan las dengan tebal las maximum yaitu
tlas 1 = 6 mm untuk las vertical
tlas 2 = 7 mm untuk las horizontal
Menentukan tiitk berat las
ӯ = sumAy
sumA =
1999635 = 228190 mm
Las
(i)
1 2hst tlas 1 = 1860 = 3865
2 2b2 tlas 2 = 1152 = 3135
3 2b1 tlas 2 = 11835 = 2955
4 2h1 tlas 1 = 3384 = 159
5 2b1 tlas 2 = 11835 = 225
6 2b2 tlas 2 = 1152 = 45
sum A = 8763
tf + 15tlas 2662875
05tlas 5184
sum AY = 1999635
hpr ‐ tf + tlas 34972425
05hpr + tlas 538056
hpr + 05hst + tlas 718890
hpr + 15tlas 361152
Luas (Ai) Jarak ke sumbu x (yi) Ai x yi
(mm2) (mm) mm
3
h1 = hpr ndash 2tf
= 300 ndash 29
= 282 mm
b1 = 05 [be - tw - 2tlas)
= 05 [150ndash 65 ndash 26]
= 6575 mm
b2 = 05 [be ndash tst - 2tlas)
= 05 [150 ndash 10 ndash 26]
= 64 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
159
kekuatan las
fEXX = 490 MPa
ϕRn = 075 te 06 fEXX
= 075 x 0707 x 6 x 06 x 490
= 935361 N
Kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 65 x 06 x 370
= 108225 N
Kekuatan las menentukan kekuatan sambungan las dipengaruhi oleh geser
dan lentur sehingga tegangan geser untuk lentur
frv = = = 325 MPa
fn =
= 490 325
= 4899 MPa
Momen lentur nominal las
ϕfu = 075 0707 06 fEXX
= 075 x 0707 x 06 x 4899
= 155861 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
160
momen plastis terhadap garis netral adalah
Mn = 188227 KN m gt Muc = 12105 KN m (OK)
Las Luas (Ai) ϕfu Gaya Las
(i) (mm2) Mpa KN
1 1860 155861 2899012 1152 155861 1795523 11835 155861 1844614 3384 155861 5274345 11835 155861 1844616 1152 155861 179552
sum Mn 188227
0069 364930206 379420224 40164
0158 458940085 153170067 12416
Lengan kopel Mn
m KN m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
161
4251 Sambungan Balok Balok
1 Sambungan Balok Balok IWF 300 x 150 x 65 x 9 (ϕVn = 2527 KN m)
Gambar 418 Rencana sambungan balok balok IWF 300 x 150 x 65 x 9
Dicoba 5 buah baut M16 (AB = 20114 mm2) dengan tebal pelat 8 mm
fnv = 372 MPa
Kekuatan geser baut
ϕRn = 075 fn AB
= 075 x 372 x 20114
= 5611 KN
Kekuatan tumpuan baut
ϕRn = 12 lc t fu lt 24 d t fu
ϕRn = 12 x 32 x 8 x 370 lt 24 x 16 x 8 x 37
ϕRn = 113664 lt 113664
Jumlah baut perlu
nBAUT =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
162
=
= 45 ~ 5 baut
Untuk baut diameter 16 jarak ke tepi
Jarak minimum = 22 mm (tabel 227)
Jarak maximum = 12 tmin = 12x 6 = 72 mm
Diambil 34 mm
Untuk baut diameter 16 jarak antar baut
Jarak minimum = 3d = 3 x 16 = 48 mm
Jarak maximum = 14 tmin = 14 x 6 = 84 mm
Diambil 50 mm
Kontrol Pelat
ϕVn = 09 x 06 x Ag x fy
= 09 x 06 x 268 x 8 x 240
= 2778 KN gt 2527 KN
Kontrol Las
kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 65 x 06 x 370
= 1082 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
163
kekuatan las transversal
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490
= 779467 Nmm
kekuatan las longitudinal
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490 x ( 1 + 05sin15 90 )
= 116920 Nmm
Sehingga kekuatan sambungan las adalah
P =sum ϕRn min x L
= 779467 x 268 + 1082 x 1295
= 349 KN gt 2527 KN (OK)
Gambar 419 Detail sambungan balok balok IWF 300 x 150 x 65 x 9
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
164
2 Sambungan Balok Balok IWF 250 x 125 x 6 x 9 (ϕVn = 1944 KN m)
Gambar 420 Rencana sambungan balok balok IWF 250 x 125 x 6 x 9
Dicoba 4 buah baut M16 (AB = 20114 mm2) dengan tebal pelat 8 mm
fnv = 372 MPa
Kekuatan geser baut
ϕRn = 075 fn AB
= 075 x 372 x 20114
= 5611 KN
Kekuatan tumpuan baut
ϕRn = 12 lc t fu lt 24 d t fu
ϕRn = 12 x 32 x 8 x 370 lt 24 x 16 x 8 x 370
ϕRn = 113664 lt 113664
Jumlah baut perlu
nBAUT =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
165
=
= 346 ~ 4 baut
Untuk baut diameter 16 jarak ke tepi
Jarak minimum = 22 mm (tabel 227)
Jarak maximum = 12 tmin = 12x 6 = 72 mm
Diambil 34 mm
Untuk baut diameter 16 jarak antar baut
Jarak minimum = 3d = 3 x 16 = 48 mm
Jarak maximum = 14 tmin = 14 x 6 = 84 mm
Diambil 50 mm
Kontrol Pelat
ϕVn = 09 x 06 x Ag x fy
= 09 x 06 x 218 x 8 x 240
= 22602 KN gt 1944 KN
Kontrol Las
kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 6 x 06 x 370
= 999 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
166
kekuatan las transversal
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490
= 779467 Nmm
kekuatan las longitudinal
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490 x ( 1 + 05sin15 90 )
= 116920 Nmm
Sehingga kekuatan sambungan las adalah
P =sum ϕRn min x L
= 779467 x 268 + 999 x 1295
= 33826 KN gt 1944 KN (OK)
Gambar 421 Detail sambungan balok balok IWF IWF 250 x 125 x 6 x 9
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
167
3 Sambungan Balok Balok IWF 200 x 100 x 55 x 8 (ϕVn = 1422 KN m)
Gambar 422 Rencana sambungan balok balok IWF 200 x 100 x 55 x 8
Dicoba 3 buah baut M16 (AB = 20114 mm2) dengan tebal pelat pengaku 8 mm
fnv = 372 MPa
Kekuatan geser baut
ϕRn = 075 fn AB
= 075 x 372 x 20114
= 5611 KN
Kekuatan tumpuan baut
ϕRn = 12 lc t fu lt 24 d t fu
ϕRn = 12 x 32 x 8 x 370 lt 24 x 16 x 8 x 370
ϕRn = 113664 lt 113664
Jumlah baut perlu
nBAUT =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
168
=
= 253 ~ 3 baut
Untuk baut diameter 16 jarak ke tepi
Jarak minimum = 22 mm (tabel 227)
Jarak maximum = 12 tmin = 12 x 6 = 72 mm
Diambil 34 mm
Untuk baut diameter 16 jarak antar baut
Jarak minimum = 3d = 3 x 16 = 48 mm
Jarak maximum = 14 tmin = 14 x 6 = 84 mm
Diambil 50 mm
Kontrol Pelat
ϕVn = 09 x 06 x Ag x fy
= 09 x 06 x 168 x 8 x 240
= 174 KN gt 1422 KN
Kontrol Las
kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 55 x 06 x 370
= 91575 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
169
kekuatan las
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490
= 779467 Nmm
Sehingga kekuatan sambungan las adalah
P = ϕRn min x L
= 779467 x 268
= 20889 KN gt 158 KN (OK)
Gambar 423 Detail sambungan balok balok IWF 200 x 100 x 55 x 8
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
170
4 Sambungan Balok Balok L 70 x 70 x 7 (ϕVn = 635 KN m)
Gambar 424 Rencana sambungan balok balok L 70 x 70 x 7
Kontrol las dengan tebal 5 mm
kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 6 x 06 x 370
= 999 Nmm
kekuatan las
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490
= 779467 Nmm
Sehingga kekuatan sambungan las adalah
P = ϕRn min x L
= 779467 x 110
= 8574 KN gt 635KN (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
171
BAB V
KESIMPULAN DAN SARAN
51 Kesimpulan
Dari hasil perhitungan dan analisa yangtelah dilakukan maka dapat diambil
kesimpulansebagai berikut
1 Dari hasil analisa perhitungan struktur sekunder didapatkan
Pelat lantai elevasi + 580 menggunakan Bondex LYSAGHT
INDONESIA BMT = 07 mm dengan tebal plat beton 120 mm dan untuk
elevasi lain nya digunakan pelat chekered t = 45 mm dengan siku L 70 x
70 x 7 sebagai pengaku
Balok anak lantai pabrik
1 WF 250 x 125 x 6 x 9 untuk elevasi + 580 m
2 WF 200 x 100 x 55 x 8 untuk elevasi yang lain
Gording dengan profil CNP 150 x 50 x 20 x 32
Sagrod Oslash 10 mm
Ikatan angin Oslash 22 mm
Balok tangga UNP 200 x 80 x 75 x 11
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
172
2 Dari hasil analisa perhitungan struktur primer didapatkan
Kolom 350 x 350 x 12 x 19 untuk elevasi +000 sd +1640 pada portal 7
portal 6 dan portal 5
Kolom 300 x 300 x 10 x 15 untuk portal 12 portal 11 portal 10 portal 8
dan portal 7 portal 6 portal 5 dari elevasi +1640 sd +3550
Kolom 200 x 200 x 8 x 12 untuk kolom pendukung pada portal 8 dan 9
Balok 350 x 175 x 7 x 11 komposit untuk elevasi +580
Balok 350 x 175 x 7 x 11 untuk balok atap
Balok 300 x 150 x 65 x 9 komposit untuk balok induk semua elevasi
sesuai gambar kerja
3 Rekapitulasi gaya pada struktur
Tabel 51 Resume gaya luar dan stress ratio kolom
No Dimensi Profil Pu Mux Muy ϕPn ϕMnx ϕMny Stress
Ratio KN KN m KN m KN KN m KN m
1 350 x 350 x 12 x 19 -171412 -7624 -5979 308307 51924 25377 0938
2 300 x 300 x 10 x 15 -54867 -7138 -1717 238600 31937 14724 0710
3 200 x 200 x 8 x 12 -5225 -1217 -612 69605 9547 5244 0334
Tabel 52 Resume gaya luar dan stress ratio balok komposit
No Dimensi Profil M+
max M-max ϕM+ ϕM-
KN m Stress
Ratio (M+) Stress Ratio
(M+) KN m KN m KN m
1 350 x 175 x 7 x 11 122057 180798 43080 249461 0283 0724
2 300 x 150 x 65 x 9 3774 6125 25442 17133 0148 0357
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
173
52 Saran
Perencanaan struktur harus mempertimbangkan aspek teknis ekonomi dan
estetika Pemodelan yang sederhana dapat mempermudah pekerjaan analisa
struktur dan diharapkan hasil yang mendekati kondisi sesungguhnya Perlu
dilakukan analisa geoteknik untuk menentukan titik jepit sesungguhnya agar
mendapatkan hasil prilaku struktur yang sebenarnya
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
188
DAFTAR PUSTAKA
Anonim1 1983 Peraturan Pembebanan Indonesia untuk Gedung 1983
Yayasan Lembaga Penyelidikan Masalah Bangunan
Anonim2 2002 Tatacara Perencanaan Struktur Beton Untuk Bangunan Gedung
SNI 03-2478-2002 Badan Standardisasi Nasional
Anonim3 2012 Tata Cara Perencanaan Ketahanan Gempa Untuk Struktur
Bangunan Gedung Dan Non Gedung SNI-1726-2012 Badan
Standardisasi Nasional
Anonim4 2015 Spesifikasi untuk bangunan baja gedung baja struktural SNI
1729-2015 Badan Standardisasi Nasional
Asroni A 2010 Balok dan Pelat Beton Bertulang Yogyakarta Graha Ilmu
Dewobroto Wiryanto 2015 Struktur Baja Perilaku Analisis Dan
Disain ndash AISC 2010 Tangerang LUMINA Press
Fakhrur Rozi Muhammad 2014 ldquoPengaruh Panjang Daerah Pemasangan Shear
Connector Pada Balok Komposit Terhadap Kuat Lenturrdquo Jurnal Rekayasa
Teknik Sipil Vol 2 No 2 4
Oentoeng 1999 Konstruksi Baja Yogyakarta ANDI
Salmon CG dkk 1995 Struktur Baja Disain Dan Perilaku Jakarta Erlangga
Schueller Wolfgang 1989 Struktur Bangunan Bertingkat Tinggi
Bandung PT ERESCO
Schodek Daniel L 1991 Struktur Bandung PT ERESCO
Setiawan Agus 2008 Perencanaan Struktur Baja dengan Metode LRFD
Jakarta Erlangga
Smith JC Structural Steel Design LRFD Approach Canada Jhon Wlwy amp
Sons 1991
Park R 1989 Evaluation of Ductility of Structures And Structural Assemblages
From Laboratory TestingBulletin of the New Zealand National Society for
Earthquake Engineering Vol 22 No 3 Sepetember 1989New Zealand
University of Canterbury
McComarc JC Structural Steel Design New York Harper amp Row 1981
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xvi
Murray TM dan SummerEA 2003 ldquoExtended End-Plate Moment Connections
Seismic and Wind Applications 2nd Editionrdquo Steel Design Guide Series -
4 American Institute of Steel Construction Inc
Wijaya PK Panjang efektif Untuk Tekuk Torsi Lateral Pada Balok Baja
Dengan Penampang I Konferensi Nasional Teknik Sipil 7 2013
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
- Cover
- Abstrak
- KATA PENGANTAR
- DAFTAR ISI
- BAB I
- BAB II
- BAB III
- BAB IV
- BAB V
- Daftar Pustaka
-
v
DAFTAR ISI
Halaman
ABSTRAK i
KATA PENGANTAR ii
DAFTAR ISI v
DAFTAR TABEL viii
DAFTAR GAMBAR xi
DAFTAR NOTASI xiv
BAB I PENDAHULUAN 1
11 Latar Belakang 1
12 Perumusan Masalah 2
13 Tujuan Penelitian 3
14 Mamfaat Penelitian 3
15 Pembatasan Masalah 3
16 Sistematika Penulisan 4
BAB II DASAR TEORI 6
21 Dasar Perencanaan 6
211 Jenis Pembebanan 6
2111 Beban Mati 6
2112 Beban Hidup 8
2113 Beban Angin 12
2114 Beban Gempa 13
212 Kombinasi Pembebanan 32
22 Kinerja Struktur Gedung 34
221 Kinerja Batas Layan 34
222 Kinerja Batas Kekuatan 38
2221 Perencanaan Pelat Floor Deck 38
2222 Perencanaan Pelat Chekered 41
2223 Perencanaan Batang Tekan 41
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
vi
2224 Perencanaan Batang Lentur 42
2225 Perencanaan Balok Kolom 48
2226 Perencanaan Balok Komposit 48
2227 Perencanaan Sambungan Las 59
2228 Perencanaan Sambungan Baut 63
23 Disain untuk Stabilitas 72
BAB III METODE PENELITIAN 79
31 Persiapan 79
32 Bagan Alir 79
321 Mulai 80
322 Pengumpulan Data 80
323 Studi Literatur 80
324 Tahap Disain Data 81
325 Pengolahan Data 82
326 Hasil Dan Pembahasan 82
327 Kesimpulan dan saran 82
328 Selesai 82
BAB IV HASIL DAN PEMBAHASAN 83
41 Disain Struktur Sekunder 83
411 Pelat Floor Deck 83
412 Balok Anak Pelat Floor Deck 86
413 Pelat Chekered 91
414 Siku Pengaku Pelat Chekered 93
415 Balok Anak Pelat Chekered 95
416 Gording 97
417 Sagrod 103
418 Ikatan Angin 105
419 Tangga 108
42 Disain Struktur Primer 111
421 Beban Beban Yang Bekerja 111
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
vii
4211 Beban Grafitasi 111
4212 Beban angin 112
4213 Beban Gempa 113
4214 Beban Notional 118
422 Kombinasi Beban 118
423 Kontrol Drift 119
424 Kontrol Profil 121
4241 Kolom 350 x 350 x 12 x 19 121
4242 Kolom 300 x 300 x 10 x 15 125
4243 Kolom 200 x 200 x 8 x 12 129
4244 Balok Komposit 300 x 150 x 65 x 9 133
4245 Balok Komposit 350 x 175 x 7 x 11 141
425 Dimensi Sambungan 149
4251 Sambungan Balok Kolom 149
4252 Sambungan Balok Balok 161
BAB V KESIMPULAN DAN SARAN 171
51 Kesimpulan 171
52 Saran 173
DAFTAR PUSTAKA 174
LAMPIRAN A
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
viii
DAFTAR TABEL
Tabel 21 Berat jenis bahan bangunan 6
Tabel 22 Beban Mati Tambahan (komponen gedung) 7
Tabel 23 Beban Hidup Pada Lantai Bangunan 9
Tabel 24 Beban Hidup Pada Atap 10
Tabel 25 Koefisien reduksi beban hidup 11
Tabel 26 Koefisien Beban Angin 13
Tabel 27 Kategori risiko bangunan gedung dan non gedung untuk beban
gempa 15
Tabel 28 Faktor keutamaan gempa 17
Tabel 29 Faktor R Cd dan Ω0 untuk sistem penahan gaya gempa 19
Tabel 210 Klasifikasi situs 24
Tabel 211 Koefisien situs Fa 26
Tabel 212 Koefisien situs Fv 27
Tabel 213 Kategori desain seismik berdasarkan parameter respons percepatan pada
perioda pendek 28
Tabel 214 Kategori desain seismik berdasarkan parameter respons percepatan
pada perioda 1 detik 28
Tabel 215 Nilai parameter perioda pendekatan Ct dan x 31
Tabel 216 Koefisien untuk batas perioda struktur 32
Tabel 217 Persyaratan untuk masing-masing tingkat yang menahan lebih dari
35 persen gaya geser dasar 34
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
ix
Tabel 218 Simpangan antar lantai ijin 37
Tabel 219 Tebal Minimum balok non-prategang atau pelat satu arah bila
lendutan tidak dihitung 38
Tabel 220 Rasio Tulangan Minimum Pada Pelat 40
Tabel 221 Nilai kekuatan lentur berdasarkan SNI 1729 2015 42
Tabel 222 Batas Lendutan Maksimum 46
Tabel 223 Nilai untuk Rg dan Rp untuk setiap kasus Kapasitas untuk angkur
steel headed stud 59
Tabel 224 Tebal minimum las sudut 61
Tabel 225 Pratarik baut minimum kN 64
Tabel 226 Kekuatan nominal pengencang dan bagian yang berulir ksi (MPa) 66
Tabel 227 Dimensi Lubang Nominal mm 66
Tabel 228 Jarak tepi minimum dari pusat lubang standar ke tepi dari bagian
yang disambung 67
Tabel 229 Kapasitas sambungan end-pelat menurut AISC 2003 70
Tabel 41 Beban mati struktur (rangka) 115
Tabel 42 Beban mati struktur (Atap partisi diafragma dll) 115
Tabel 43 Beban hidup struktur 116
Tabel 44 Waktu getar alami dan partisipasi massa 116
Tabel 45 Base Reaction 117
Tabel 46 Simpangan antar lantai akibat gempa X 119
Tabel 47 Simpangan antar lantai akibat gempa Y 120
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
x
Tabel 48 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 350 x 350 x 12 x 19 123
Tabel 49 Resume gaya geser Kolom 350 x 350 x 12 x 19 125
Tabel 410 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 300 x 300 x 10 x 15 127
Tabel 411 Resume gaya geser Kolom 300 x 300 x 10 x 15 129
Tabel 412 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 200 x 200 x 8 x 12 131
Tabel 413 Resume gaya geser Kolom 200 x 200 x 8 x 12 133
Tabel 414 Resume Gaya luar envelope balok komposit 300 x 150 x 65 x 9 134
Tabel 415 Resume Gaya luar envelope balok komposit 350 x 175 x 7 x 11 141
Tabel 51 Resume gaya luar dan stress ratio kolom 172
Tabel 52 Resume gaya luar dan stress ratio balok komposit 172
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xi
DAFTAR GAMBAR
Gambar 21 Jalur Cincin Api dan Gunung Berapi Sebagai Pusat Gempa 14
Gambar 22 Peta Gempa Pada SNI 1726 2012 14
Gambar 23 Respon Spektrum Gempa Rencana Wilayah Medan (SNI-03-
1726-2012) 17
Gambar 24 Penentuan simpangan antar lantai 36
Gambar 25 Diagram tegangan momen positif floor deck 39
Gambar 26 Diagram tegangan momen negatif floor deck 41
Gambar 27 Kuat Momen Lentur Nominal Akibat Tekuk Torsi Lateral 45
Gambar 28 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan
ẏ lt (ts - hfd) 50
Gambar 29 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan
ẏ gt (ts - hfd) 50
Gambar 210 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan
ẏ lt (ts + tf) 52
Gambar 211 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan
ẏ gt (ts + tf) 53
Gambar 212 Diagram tegangan balok komposit momen negatif dengan
ts gt ẏ gt (ts + tf) 55
Gambar 213 Diagram tegangan balok komposit momen negatif dengan
ẏ gt (ts + tf) 56
Gambar 214 Tebal efektif las sudut 60
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xii
Gambar 215 Panjang las longitudinal 61
Gambar 216 Momen plastis siklik pada sambungan pemikul momen 63
Gambar 217 Sambungan pemikul momen menurut AISC 2003 67
Gambar 218 Lokasi sendi plastis 68
Gambar 219 Menentukan Muc 68
Gambar 220 Geometri sambungan end-plate 68
Gambar 221 Momen kopel baut tarik terhadap sayap tekan 69
Gambar 222 Sambungan balok anak ke balok induk 72
Gambar 223 Pengaruh Orde ke-2 (AISC 2010) 74
Gambar 31 Diagram Alir Penelitian 79
Gambar 41 Tributari area elevasi +580 m 83
Gambar 42 Distribusi momen untuk pelat satu arah 84
Gambar 43 Diagram tegangan momen kopel (positif) floor deck 84
Gambar 44 Diagram tegangan momen kopel (negatif) floor deck 85
Gambar 45 Tributari area elevasi +1070 m 91
Gambar 46 Distribusi momen untuk pelat satu arah 92
Gambar 47 Rencana atap elevasi +1250 m dan +3550 m 97
Gambar 48 Kecepatan angin 98
Gambar 49 Rencana sagrod 103
Gambar 410 Tributari area ikatan angin 105
Gambar 411 Rencana tangga 108
Gambar 412 Respon spectra rencana 113
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xiii
Gambar 413 Beban notional pada etabs 2015 118
Gambar 414 Grafik simpangan antar lantai VS elevasi akibat gempa ndash X 120
Gambar 415 Grafik simpangan antar lantai VS elevasi akibat gempa ndash Y 121
Gambar 416 Rencana sambungan balok kolom IWF 350 x 175 x 7 x 11 149
Gambar 417 Rencana sambungan balok kolom IWF 300 x 150 x 65 x 9 155
Gambar 418 Rencana sambungan balok balok IWF 300 x 150 x 65 x 9 161
Gambar 419 Detail sambungan balok balok IWF 300 x 150 x 65 x 9 163
Gambar 420 Rencana sambungan balok balok IWF 250 x 125 x 6 x 9 164
Gambar 421 Detail sambungan balok balok IWF IWF 250 x 125 x 6 x 9 166
Gambar 422 Rencana sambungan balok balok IWF 200 x 100 x 55 x 8 167
Gambar 423 Detail sambungan balok balok IWF 200 x 100 x 55 x 8 169
Gambar 424 Rencana sambungan balok balok L 70 x 70 x 7 170
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xiv
DAFTAR NOTASI
A luas penampang beton (mm2)
A B luas penampang baut (mm2)
As luas tulangan tarik (mm2)
Asrsquo luas tulangan tekan (mm2)
Av luas tulangan geser dalam daerah sejarak s (mm2)
Aw luas badan profil
Cb faktor midifikasi tekuk torsi lateral untuk diagram momen tidak merata
Cd faktor amplifikasi defleksi
Cu koefisien batas prioda struktur
Cs koefisien respons seismik
Ct koefisien prioda struktur pendekatan
Cw konstanta warping
Eh gaya gempa horizontal
Ev gaya gempa vertikal
Es modulus elastisitas baja (MPa)
Ec modulus elastisitas beton (MPa)
I momen inersia (mm4)
Ie faktor keutamaan gempa
J konstanta torsi
K koefisien panjang efektif
Lp panjang plastis
Lr panjang batas untuk kondisi inelastis
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xv
Lb panjang profil tak terkekang
Mu momen maksimum pada komponen struktur (Nmm)
Mn momen tahanan nominal profilpenampang
Mux momen lentur terfaktor terhadap sumbu-x
Muy momen lentur terfaktor terhadap sumbu-y
Muc momen rencana sambungan
Mnx kuat nominal lentur penampang terhadap sumbu-x
Mny kuat nominal lentur penampang terhadap sumbu-y
N jumlah tingkat
Ni gaya notional yang bekerja pada level i
Pr gaya tekan hasil kombinasi LRFD
Pe gaya menurut euler
Pn gaya terkoreksi menurut SNI 1729 2015
Ptr Kuat tarik baut
R faktor modifikasi respons
SDS parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang perioda
pendek
S1 parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang sebesar
10 detik
Ta waktu getar struktur pendekatan
Tc waktu getar struktur analisa modal
nV kuat geser nominal (N)
Vu gaya geser hasil kombinasi LRFD
V1 gaya geser dasar nominal sebagai respons dinamik ragam yang
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xvi
pertama saja
Vt gaya geser dasar nominal yang didapat dari hasil analisis ragam
spektrum respons yang telah dilakukan
W berat seismik efektif
Y konstanta tebal end-plate
a tinggi blok tegangan (mm)
b lebar balok (mm)
c jarak serat tekan terluar ke garis netral (mm)
cv koefisien geser
d jarak dari serat tekan terluar ke titik berat tulangan tarik tinggi efektif (mm)
drsquo jarak dari serat tekan terluar ke titik berat tulangan tekan (mm)
g percepatan grafitasi
hfd tinggi floor deck
frsquoc kuat tekan beton (MPa)
ffd tegangan floor deck
fy tegangan leleh baja (MPa)
fnt tegangan tarik baut (MPa)
fnv tegangan geser baut (MPa)
h tinggi balok (mm)
kv koefisien tekuk geser pelat badan
qDL beban akibat berat sendiri (kNm)
qLL beban akibat beban hidup (kNm)
qWL beban akibat tekanan angin (kNm)
r jari jari inersia (mm4)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xvii
Δ defleksi pada elemen global
1 konstanta yang merupakan fungsi dari kelas kuat beton
δ defleksi pada elemen lokal
λ kelangsingan =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
1
BAB I
PENDAHULUAN
11 Latar Belakang
Perkembangan industri pengolahan kelapa sawit yang pesat di
Indonesia khususnya sumatera utara ahkir ahkir ini memicu pertumbuhan dan
pembangunan pabrik refinery (pemurnian) dan Fraksinasi (pemisahan) kelapa
sawit dimana pabrik refinery dan fraksinasi tersebut mendorong para
perencana bangunan untuk membuat bangunan pabrik tingkat tinggi yang
tahan gempa Dimana berdasarkan geografis Indonesia terletak di antara dua
lempeng dunia yang aktif yaitu Eurasia dan Australia Hal ini
mengkibatkan Indonesia merupakan daerah rawan gempa Akhir ndash akhir ini
gempa yang mengguncang pulau sumatera terjadi dalam skala besar tahun
2004 gempa Aceh (26 desember Skala 92) yang disertai Tsunami dan gempa
padang (30 September 2009 Skala 76) yang masih sering terjadi hingga saat
ini sehingga mengakibatkan kerusakan pada bangunan tingkat tinggi yang
cukup parah
Kondisi itu menyadarkan kita bahwa Indonesia merupakan daerah
rawan terjadinya gempa Untuk mengurangi resiko bencana yang terjadi
diperlukan konstruksi bangunan tahan gempa Hal ini pula yang menuntut
seorang perencana agar membuat perencanaan struktur bangunan tingkat tinggi
agar dapat menahan gaya yang diakibatkan oleh gempa bumi tersebut
Struktur yang kuat biasanya memiliki dimensi yang besar tetapi tidak
ekonomis jika diterapkan pada bangunan bertingkat tinggi Perhitungan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
2
dimensi biasanya didasarkan pada kolom atau balok struktur yang menanggung
beban paling besar Untuk mendapatkan dimensi penampang yang optimal
maka besar gaya-gaya yang bekerja pada struktur perlu diketahui analisa balok
maupun kolom
Dengan adanya pengaruh beban-beban yang bekerja maka kapasitas
momen akan dideformasikan merata ke seluruh elemen Apabila struktur lentur
maka pembebanan pada balok perlu diperhitungkan deformasi momennya
Tugas akhir ini merupakan studi untuk merencanakan bangunan tingkat
tinggi dengan struktur baja Dimana bangunan tingkat tinggi tersebut harus
mampu bertahan terhadap gaya gempa dan gaya grafitasi yang terjadi
12 Perumusan Masalah
Dari latar belakang dapat dirumuskan suatu permasalahan sebagai berikut
1 Bagaimana merencanakan dimensi gording terhadap momen akibat gaya
grafitasi dan angin
2 Bagaimana merencanakan tebal floor deck terhadap momen akibat gaya
grafitasi
3 Bagaimana merencanakan dimensi balok anak terhadap momen akibat
gaya grafitasi
4 Bagaimana merencanakan tangga terhadap momen akibat gaya grafitasi
5 Bagaimana merencanakan lantai dengan checkered mild steel
6 Bagaimana merencanakan dimensi kolom dan dimensi balok pada sistem
rangka pemikul momen akibat gaya gravitasi dan gaya gempa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
3
7 Bagaimana pemodelan dan menganalisa struktur dengan menggunakan
program bantu ETABS 2015
13 Tujuan Penelitian
Adapun maksud dan tujuan penulisan tugas akhir ini adalah
1 Merencanakan dimensi gording terhadap momen akibat gaya grafitasi dan
angin
2 Merencanakan tebal floor deck terhadap momen akibat gaya grafitasi
3 Merencanakan dimensi balok anak terhadap momen akibat gaya grafitasi
4 Merencanakan tangga terhadap momen akibat gaya grafitasi
5 Merencanakan lantai dengan checkered mild steel
6 Merencanakan dimensi kolom dan dimensi balok pada sistem rangka
pemikul momen akibat gaya gravitasi dan gaya gempa
7 Memodelan dan menganalisa struktur dengan menggunakan program bantu
ETABS 2015
14 Mamfaat Penelitian
Tugas akhir ini diharapkan dapat menambah ilmu dan pengetahuan tentang
perencanaan struktur baja pada bangunan yang berfungsi sebagai pabrik dengan
SNI-03-1729-2015 dan SNI-03-1726-2012
15 Pembatasan masalah
Dalam penelitian ini permasalahan dibatasi ruang lingkupnya agar tidak
terlalu luas Pembatasan masalah meliputi
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
4
a Gaya yang bekerja pada struktur utama adalah gaya gravitasi dan gempa
b Tekanan angin pada atap dihitung antara kecepatan angin maximum atau
tekanan minimum
c Jumlah Lantai 8 tingkat
d Fungsi bangunan adalah sebagai pabrik
e Mesin mempunyai struktur dan pondasi sendiri
f Gedung terletak di medan dan digunakan respons spectrum kota medan
pada SNI-03-1726-2012 pada jenis tanah keras
g Tidak meninjau struktur bawah
h Mengunakan pedoman perencanaan pembebanan untuk rumah dan gedung
(SKBI-1353-1987) sebagai acuan beban gravitasi dan beban angin
16 Sistematika Penulisan
BAB I Pendahuluan
Bab ini mencakup latar belakang penelitian tujuan penelitian
pembatasan masalah mekanisme percobaan metodologi penelitian
manfaat penelitian dan sistematika penulisan
BAB II Dasar teori
Pada bab ini berisikan tentang dasar-dasar teori yang berkaitan tentang
penelitian
BAB III Metode perencanaan
Pada bab ini berisikan tentang data spesifikasi dan perencanaan mutu
baja yang digunakan mutu beton yang di gunakan spefisikasi teknis
yang di gunakan dan metode perencanaan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
5
BAB IV Hasil dan Pembahasan
Pada bab ini membahas tentang hasil dari perencanaan struktur
sekunde perencanaan sistem rangka utama shear conector sambungan
dan gambar teknik
BAB V Kesimpulan dan Saran
Pada bab ini berisikan kesimpulan dari hasil penelitian yang diperoleh
dan saran-saran mengenai penelitian yang dilakukan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
6
BAB II
DASAR TEORI
21 Dasar Perencanaan
211 Jenis Pembebanan
Perencanakan struktur pada suatu bangunan bertingkat berdasarkan pada
gaya gaya yang akan bekerja pada bangunan tersebut struktur yang didisain harus
mampu mendukung berat bangunan beban hidup akibat fungsi bangunan tekanan
angin maupun beban khusus berupa gempa dll Beban-beban yang bekerja pada
struktur dihitung menurut Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983
2111 Beban Mati (qDL)
Beban mati adalah berat dari semua bagian dari suatu gedung yang bersifat tetap
termasuk segala unsur tambahan penyelesaianndashpenyelesaian mesin mesin serta
peralatan tetap yang merupakan bagian tak terpisahkan dari gedung ituUntuk
merencanakan gedung ini beban mati yang terdiri dari berat sendiri bahan
bangunan dan komponen gedung adalah
Tabel 21 Berat jenis bahan bangunan
No Material Berat Keterangan 1 Baja 7850 kgm3
2 Batu alam 2600 kgm3
3 Batu belah batu bulatbatu gunung 1500 kgm3 berat tumpuk 4 Batu karang 700 kgm3 berat tumpuk
5 Batu pecah 1450 kgm3
6 Besi tuang 7250 kgm3
7 Beton 2200 kgm3
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
7
Tabel 21 Berat jenis bahan bangunan (lanjutan)
No Material Berat Keterangan 8 Beton bertulang 2400 kgm3
9 Kayu 1000 kgm3 kelas I
10 Kerikil koral 1650 kgm3 kering udara sampai
11 Pasangan bata merah 1700 kgm3
12 Pasangan batu belah batu bulat 2200 kgm3
13 Pasangan batu cetak 2200 kgm3
14 Pasangan batu karang 1450 kgm3
15 Pasir 1600 kgm3 kering udara sampai
16 Pasir 1800 kgm3 jenuh air
17 Pasir kerikil koral 1850 kgm3 kering udara sampai
18 Tanah lempung dan lanau 1700 kgm3 kering udara sampai
19 Tanah lempung dan lanau 2000 kgm3 basah
20 Timah hitam timbel) 11400 kgm3
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
Tabel 22 Beban Mati Tambahan (komponen gedung)
No Material Berat Keterangan
1 Adukan per cm tebal
21
kgm2
- dari semen
- dari kapur semen merahtras 17 kgm2
2 Aspal per cm tebal 14 kgm2
3 Dinding pasangan bata merah
450
kgm2
- satu batu
- setengah batu 250 kgm2
4
Dinding pasangan batako - berlubang tebal dinding 20 cm (HB 20) tebal dinding 10 cm (HB 10)
200120
kgm2
kgm2
- tanpa lubang tebal dinding 15 cm tebal dinding 10 cm
300
200
kgm2
kgm2
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
8
Tabel 22 Beban mati tambahan (komponen gedung) (lanjutan)
No Material Berat Keterangan
5
Langit-langit amp dinding terdiri
- semen asbes (eternit) tebal
maks 4 mm
- kaca tebal 3-5 mm
11
10
kgm2
kgm2
termasuk rusuk-rusuk
tanpa pengantung atau
pengaku
6 Lantai kayu sederhana dengan 40 kgm2 tanpa langit-langit bentang
7 Penggantung langit-langit (kayu) 7 kgm2 bentang maks 5 m jarak
8 Penutup atap genteng 50 kgm2 dengan reng dan usuk kaso
9 Penutup atap sirap 40 kgm2 dengan reng dan usuk kaso
10 Penutup atap seng gelombang 10 kgm2 tanpa usuk
11 Penutup lantai ubin cm tebal 24 kgm2 ubin semen portland teraso
12 Semen asbes gelombang (5 mm) 11 kgm2
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
2112 Beban Hidup (qLL)
Beban hidup adalah semua beban yang terjadi akibat penghuni atau pengguna suatu
gedung termasuk beban ndash beban pada lantai yang berasal dari barang ndash barang yang
dapat berpindah mesin ndash mesin serta peralatan yang merupakan bagian yang tidak
terpisahkan dari gedung dan dapat diganti selama masa hidup dari gedung itu
sehingga mengakibatkan perubahan pembebanan lantai dan atap tersebut
Khususnya pada atap beban hidup dapat termasuk beban yang berasal dari air hujan
(PPIUG 1983)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
9
Beban hidup merupakan baban-beban gravitasi yang bekerja pada saat struktur
telah berfungsi namun bervariasi dalam besar dan lokasinya Contohnya adalah
beban orang furnitur perkakas yang dapat bergerak kendaraan dan barang-barang
yang dapat disimpan Secara praktis beban hidup bersifat tidak permanen
sedangkan yang lainnya sering berpindah-pindah tempatnya Karena tidak
diketahui besar lokasi dan kepadatannya besar dan posisi sebenarnya dari beban-
beban semacam itu sulit sekali ditentukan (Salmon dan Johnson 1992)
Beban hidup untuk bangunan terdiri dari beban hidup lantai dan beban hidup atap
yang bervariasi bergantung pada fungsi bangunan tersebut
Tabel 23 Beban Hidup Pada Lantai Bangunan
No Fungsi Beban Hidup
a Lantai dan tangga rumah tinggal kecuali disebut no b 200 kgm2
b Lantai amp tangga rumah tinggal sederhana dan gudang gudang tidak penting yang bukan untuk toko pabrik atau bengkel
125 kgm2
c Lantai sekolah ruang kuliah Kantor Toko toserba Restoran Hotel asrama Rumah Sakit
250 kgm2
d Lantai ruang olahraga 400 kgm2
e Lantai ruang dansa 500 kgm2
f Lantai dan balkon dalam dari ruang pertemuan yang lain dari pada yang disebut dalam a sd e seperti masjid gereja ruang pagelaranrapat bioskop dengan tempat duduk tetap
400 kgm2
g Lantai panggung dengan tempat duduk tidak tetap atau untuk penonton yang berdiri
500 kgm2
h Lantai Tangga bordes tangga dan gang dari yang disebut dalam c
300 kgm2
i Lantai Tangga bordes tangga dan gang dari yang disebut dalam d e f dan g
500 kgm2
j Lantai ruang pelengkap dari yang disebut dalam c d e f dan g
250 kgm2
k
Lantai Pabrik bengkel gudang Perpustakaan ruang arsiptoko buku toko besi ruang alat alat dan ruang mesin harus direncanakan terhadap beban hidup ditentukan tersendiri dengan minimum
400 kgm2
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
10
Tabel 23 Beban Hidup Pada Lantai Bangunan (lanjutan)
No Fungsi Beban Hidup
l Lantai gedung parkir bertingkat - Lantai bawah - Lantai tingkat lainnya
800 kgm2
400 kgm2
m Lantai balkon-balkon yang menjorok bebas keluar harus direncanakan terhadap beban hidupdari lantai ruang berbatasan dengan minimum
300 kgm2
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
Tabel 24 Beban Hidup Pada Atap
No Fungsi Beban Hidup
a Atap bagiannya dapat dicapai orang termasuk kanopi dan atap dak
100 kgm2
b Atap bagiannya tidak dapat dicapai orang (diambil min) - beban hujan - beban terpusat
20 kgm2 100 kg
c Balokgording tepi kantilever 200 kgm2
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
Berhubung peluang untuk terjadi beban hidup penuh yang membebani semua
bagian dan semua unsur struktur pemikul secara serempak selama unsur gedung
tersebut adalah sangat kecil maka pada perencanaan balok induk dan portal dari
system pemikul beban dari suatu struktur gedung beban hidupnya dikalikan
dengan suatu koefisien reduksi yang nilainya tergantung pada penggunaan
gedung yang ditinjau dan yang dicantumkan pada tabel 25
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
11
Tabel 25 Koefisien reduksi beban hidup
Penggunaan gedung
Koefisien Reduksi Beban HidupPerencanaan balok
induk dan portal Peninjauan
gempa
PERUMAHANPENGHUNIAN
Rumah tinggal asrama hotel rumah sakit
075 030
PENDIDIKAN Sekolah Ruang kuliah
090
050
PERTEMUAN UMUM Mesjid gereja bioskop restoran ruang dansa ruang pagelaran
090 050
KANTOR Kantor Bank 060 030
PERDAGANGAN
Toko toserba pasar 080 080
PENYIMPANAN
Gudang perpustakaan ruang arsip 080 080
INDUSTRI Pabrik bengkel 100 090
TEMPAT KENDARAAN
Garasi gedung parkir 090 050
GANG amp TANGGA - Perumahanpenghunian - Pendidikan kantor - Pertemuan umum perdagangan - Penyimpanan industri tempat
kendaraan
075 075 090
030 050 050
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
12
2113 Beban Angin (qWL)
Besarnya beban angin yang bekerja pada struktur bangunan tergantung dari
kecepatan angin rapat massa udara letak geografis bentuk dan ketinggian
bangunan serta kekakuan struktur Bangunan yang berada pada lintasan angin
akan menyebabkan angin berbelok atau dapat berhenti Sebagai akibatnya energi
kinetik dari angin akan berubah menjadi energi potensial yang berupa tekanan atau
hisapan pada bangunan Beban Angin adalah semua beban yang bekerja pada
gedung atau bagian gedung
Beban Angin ditentukan dengan menganggap adanya tekanan positif dan tekanan
negatif (hisapan) yang bekerja tegak lurus pada bidang yang ditinjau Besarnya
tekanan positif dan negatif yang dinyatakan dalam kgm2 ini ditentukan dengan
mengalikan tekanan tiup dengan koefisien ndash koefisien angin Tekan tiup harus
diambil minimum 25 kgm2 kecuali untuk daerah di laut dan di tepi laut sampai
sejauh 5 km dari tepi pantai Pada daerah tersebut tekanan hisap diambil minimum
40 kg m2 (dimana V adalah kecepatan angin dalam mdet yang harus ditentukan
oleh instansi yang berwenang Sedangkan koefisien angin ( + berarti tekanan dan ndash
berarti isapan ) beban tekanan angin disederhanakan dalam bentuk koefisen angin
yang di rangkum dalam tabel 26
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
13
Tabel 26 Koefisien Beban Angin
No Jenis Gedung Struktur Posisi Tinjauan Koefisien 1 Gedung tertutup
a Dinding vertikal b Atap segitiga
c Atap segitiga majemuk
- di pihak angin - di belakang angin - sejajar arah angin
- di pihak angin (α lt 65o)
- di pihak angin (65o lt α lt90o) - di belakang angin (semua sudut)
- bidang atap di pihak angin (α lt 65o ) - bidang atap di pihak angin
(65oltαlt90o) - bidang atap di belakang angin (semua sudut)
- bidang atap vertikal di belakang angin (semua sudut)
+ 09 - 04 - 04
( 002α - 04)
+ 09 - 04
( 002α - 04)
+ 09
- 04
+ 04
2 Gedung terbuka sebelah Sama dengan No1 dengan tambahan
- bid dinding dalam di pihak angin
- bid dinding dalam di belakang angin
+ 06
- 03
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
2114Beban Gempa
Perhitungan beban gempa dilakukan dengan standart Tata Cara Perencanaan
ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 1726 2012 Pada
peraturan tersebut menggunakan percepatan permukaan tanah (PGA) sebagai acuan
dasar standart Percepatan permukaan tanah adalah percepatan tanah yang sampai
ke lokasi bangunan tersebut akibat adanya gempa dari pusat gempa Variasi
percepatan permukaan tanah bervariasi tergantung jarak dari pusat gempa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
14
Sumber httpekspedisikompascomcincinapiindexphpinfografis39
Gambar 21 Jalur Cincin Api dan Gunung Berapi Sebagai Pusat Gempa
Gambar 22 Peta Gempa Pada SNI 1726 2012
Beban Gempa rencana pada SNI 1726 2012 ditetapkan sebagai gempa dengan
kemungkinan terlewati besaran nya selama umur struktur bangunan 50 tahun
sebesar 2 Untuk berbagai kategori risiko struktur bangunan gedung dan non
gedung sesuai Tabel 1 pengaruh gempa rencana terhadapnya harus dikalikan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
15
dengan suatu faktor keutamaan Ie menurut Tabel 2 Khusus untuk struktur
bangunan dengan kategori risiko IV bila dibutuhkan pintu masuk untuk
operasional dari struktur bangunan yang bersebelahan maka struktur bangunan
yang bersebelahan tersebut harus didesain sesuai dengan kategori risiko IV
Tabel 27 Kategori risiko bangunan gedung dan non gedung untuk beban
gempa
Jenis pemanfaatan Kategori risiko
Gedung dan non gedung yang memiliki risiko rendah terhadap jiwa manusia pada saat terjadi kegagalan termasuk tapi tidak dibatasi untuk antara lain
- Fasilitas pertanian perkebunan perternakan dan perikanan - Fasilitas sementara - Gudang penyimpanan - Rumah jaga dan struktur kecil lainnya
I
Semua gedung dan struktur lain kecuali yang termasuk dalam kategori risiko IIIIIV termasuk tapi tidak dibatasi untuk
- Perumahan - Rumah toko dan rumah kantor - Pasar - Gedung perkantoran - Gedung apartemen rumah susun - Pusat perbelanjaan mall - Bangunan industri - Fasilitas manufaktur - Pabrik
II
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
16
Tabel 27 Kategori risiko bangunan gedung dan non gedung untuk beban
gempa (lanjutan)
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
Jenis pemanfaatan Kategori risiko
Gedung dan non gedung yang memiliki risiko tinggi terhadap jiwa manusia pada saat terjadi kegagalan termasuk tapi tidak dibatasi untuk
- Bioskop - Gedung pertemuan - Stadion - Fasilitas kesehatan yang tidak memiliki unit bedah dan unit gawat darurat - Fasilitas penitipan anak - Penjara - Bangunan untuk orang jompo
Gedung dan non gedung tidak termasuk kedalam kategori risiko IV yang memiliki potensi untuk menyebabkan dampak ekonomi yang besar danatau gangguan massal terhadap kehidupan masyarakat sehari-hari bila terjadi kegagalan termasuk tapi tidak dibatasi untuk
- Pusat pembangkit listrik biasa - Fasilitas penanganan air - Fasilitas penanganan limbah - Pusat telekomunikasi
Gedung dan non gedung yang tidak termasuk dalam kategori risiko IV (termasuk tetapi tidak dibatasi untuk fasilitas manufaktur proses penanganan penyimpanan penggunaan atau tempat pembuangan bahan bakar berbahaya bahan kimia berbahaya limbah berbahaya atau bahan yang mudah meledak) yang mengandung bahan beracun atau peledak di mana jumlah kandungan bahannya melebihi nilai batas yang disyaratkan oleh instansi yang berwenang dan cukup menimbulkan bahaya bagi masyarakat jika terjadi kebocoran
III
Gedung dan non gedung yang ditunjukkan sebagai fasilitas yang penting termasuk tetapi tidak dibatasi untuk
- Bangunan-bangunan monumental - Gedung sekolah dan fasilitas pendidikan - Rumah sakit dan fasilitas kesehatan lainnya yang memiliki fasilitas bedah
dan unit gawat darurat - Fasilitas pemadam kebakaran ambulans dan kantor polisi serta garasi
kendaraan darurat - Tempat perlindungan terhadap gempa bumi angin badai dan tempat
perlindungan darurat lainnya - Fasilitas kesiapan darurat komunikasi pusat operasi dan fasilitas lainnya
untuk tanggap darurat - Pusat pembangkit energi dan fasilitas publik lainnya yang dibutuhkan pada
saat keadaan darurat - Struktur tambahan (termasuk menara telekomunikasi tangki penyimpanan
bahan bakar menara pendingin struktur stasiun listrik tangki air pemadam kebakaran atau struktur rumah atau struktur pendukung air atau material atau peralatan pemadam kebakaran ) yang disyaratkan untuk beroperasi pada saat keadaan darurat
Gedung dan non gedung yang dibutuhkan untuk mempertahankan fungsi struktur bangunan lain yang masuk ke dalam kategori risiko IV
IV
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
17
Tabel 28 Faktor keutamaan gempa
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
lokasi proyek berada pada daerah wilayah medan (045g = 441 ms2) sehingga
di digunakan spectrum rencana sebagai berikut
Sumber httppuskimpugoidAplikasidesain_spektra_indonesia_2011
Gambar 23 Respon Spektrum Gempa Rencana Wilayah Medan
(SNI-03-1726-2012)
Kategori risiko Faktor keutamaan gempa Ie
I atau II 10III 125IV 150
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
18
Sistem penahan gaya gempa lateral dan vertikal dasar harus memenuhi salah
satu tipe yang ditunjukkan dalam Tabel 9 atau kombinasi sistem seperti dalam
722 723 dan 724 Pembagian setiap tipe berdasarkan pada elemen vertikal
yang digunakan untuk menahan gaya gempa lateral Sistem struktur yang
digunakan harus sesuai dengan batasan system struktur dan batasan ketinggian
struktur yang ditunjukkan dalam Tabel 9 Koefisien modifikasi respons yang
sesuai R faktor kuat lebih sistem 0 Ω dan koefisien amplifikasi defleksi d C
sebagaimana ditunjukkan dalam Tabel9 harus digunakan dalam penentuan
geser dasar gaya desain elemen dan simpangan antarlantai tingkatdesain
Setiap sistem penahan gaya gempa yang dipilih harus dirancang dan didetailkan
sesuai dengan persyaratan khusus bagi sistem tersebut yang ditetapkan dalam
dokumen acuan yang berlaku seperti terdaftar dalam Tabel 9 dan persyaratan
tambahan yang ditetapkan dalam 714 Sistem penahan gaya gempa yang tidak
termuat dalam Tabel 9 diijinkan apabila data analitis dan data uji diserahkan
kepada pihak yang berwenang memberikan persetujuan yang membentuk
karakteristik dinamis dan menunjukkan tahanan gaya lateral dan kapasitas
disipasi energi agar ekivalen dengan sistem struktur yang terdaftar dalam Tabel
9 untuk nilainilai ekivalen dari koefisien modifikasi respons R koefisien kuat-
lebih sistem Ω0 dan factor amplifikasi defleksi Cd (SNI 17262012)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
19
Tabel 29 Faktor R Cd dan Ω0 untuk sistem penahan gaya gempa
Sistem penahan-gaya seismik
Koefisien modifika
si respons
Ra
Faktor kuat- lebih sistem
Ω0g
Faktor
pembesaran defleksi
Cdb
Batasan sistem struktur dan batasan
tinggi struktur h (m) c
Kategori desain seismik
B C D
d E d
F e
A Sistem dinding penumpu 711 712 713 714 715 716 717 718
1 Dinding geser beton bertulang khusus 5 2frac12 5 TB TB 48 48 30
2 Dinding geser beton bertulang biasa 4 2frac12 4 TB TB TI TI TI
3 Dinding geser beton polos didetail 2 2frac12 2 TB TI TI TI TI
4 Dinding geser beton polos biasa 1frac12 2frac12 1frac12 TB TI TI TI TI
5 Dinding geser pracetak menengah 4 2frac12 4 TB TB 12k 12k 12k
6 Dinding geser pracetak biasa 3 2frac12 3 TB TI TI TI TI
7 Dinding geser batu bata bertulang khusus 5 2frac12 3frac12 TB TB 48 48 30
8 Dinding geser batu bata bertulang h
3frac12 2frac12 2frac14 TB TB TI TI TI
9 Dinding geser batu bata bertulang biasa 2 2frac12 1frac34 TB 48 TI TI TI
10Dinding geser batu bata polos didetail 2 2frac12 1frac34 TB TI TI TI TI
11Dinding geser batu bata polos biasa 1frac12 2frac12 1frac14 TB TI TI TI TI
12Dinding geser batu bata prategang 1frac12 2frac12 1frac34 TB TI TI TI TI
13Dinding geser batu bata ringan (AAC) bertulang biasa
2 2frac12 2 TB 10 TI TI TI
14Dinding geser batu bata ringan (AAC) polos biasa
1frac12 2frac12 1frac12 TB TI TI TI TI
15Dinding rangka ringan (kayu) dilapisidengan panel struktur kayu yang ditujukanuntuk tahanan geser atau dengan lembaran baja
6frac12 3 4 TB TB 20 20 20
16Dinding rangka ringan (baja canai dingin)yang dilapisi dengan panel struktur kayuyang ditujukan untuk tahanan geser ataudengan lembaran baja
6frac12 3 4 TB TB 20 20 20
17 Dinding rangka ringan dengan panel geser dari semua material lainnya
2 2frac12 2 TB TB 10 TI TI
18Sistem dinding rangka ringan (baja canai dingin) menggunakan bresing strip datar
4 2 3frac12 TB TB 20 20 20
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
20
Tabel 29 Faktor R Cd dan Ω0 untuk sistem penahan gaya gempa (lanjutan)
Sistem penahan-gaya seismik
Koefisien modifikasi respons
Ra
Faktor kuat- lebih sistem
Ω0g
Faktor
pembesarandefleksi
Cdb
Batasan sistem struktur dan batasan
tinggi struktur h (m) c
Kategori desain seismik
B C D d E
d F
e
B Sistem rangka bangunan
1 Rangka baja dengan bresing eksentris 8 2 4 TB TB 48 48 30
2 Rangka baja dengan bresing konsentris 6 2 5 TB TB 48 48 30 3 Rangka baja dengan bresing konsentris biasa 3frac14 2 3frac14 TB TB 10j 10j TIj
4 Dinding geser beton bertulang khusus 6 2frac12 5 TB TB 48 48 30
5 Dinding geser beton bertulang biasa 5 2frac12 4 TB TB TI TI TI 6 Dinding geser beton polos detail 2 2frac12 2 TB TI TI TI TI
7 Dinding geser beton polos biasa 1frac12 2frac12 1 TB T TI TI TI
8 Dinding geser pracetak menengah 5 2frac12 4 TB TB 12k 12k 12k
9 Dinding geser pracetak biasa 4 2frac12 4 TB TI TI TI TI 10Rangka baja dan beton komposit
dengan bresing eksentris 8 2 4 TB TB 48 48 30
11Rangka baja dan beton komposit dengan bresing konsentris khusus
5 2 4frac12
TB TB 48 48 30
12Rangka baja dan beton komposit dengan bresing biasa
3 2 3 TB TB TI TI TI
13Dinding geser pelat baja dan beton komposit 6frac12 2frac12 5 TB TB 48 48 30
14Dinding geser baja dan beton komposit 6 2frac12 5 TB TB 48 48 30
15Dinding geser baja dan beton komposit biasa 5 2frac12 4 TB TB TI TI TI
16Dinding geser batu bata bertulang khusus 5frac12 2frac12 4 TB TB 48 48 30
17Dinding geser batu bata bertulang menengah 4 2frac12 4 TB TB TI TI TI
18Dinding geser batu bata bertulang biasa 2 2frac12 2 TB 48 TI TI TI
19Dinding geser batu bata polos didetail 2 2frac12 2 TB TI TI TI TI
20Dinding geser batu bata polos biasa 1frac12 2frac12 1 TB T TI TI TI
21Dinding geser batu bata prategang 1frac12 2frac12 1 TB T TI TI TI
22Dinding rangka ringan (kayu) yang dilapisi dengan panel struktur kayu yangdimaksudkan untuk tahanan geser
7 2frac12 4frac12 TB TB 22 22 22
23Dinding rangka ringan (baja canai dingin)yang dilapisi dengan panel struktur kayuyang dimaksudkan untuk tahanan geser atau dengan lembaran baja
7 2frac12 4frac12 TB TB 22 22 22
24Dinding rangka ringan dengan panel geser dari semua material lainnya
2frac12 2frac12 2frac12 TB TB 10 TB TB
25Rangka baja dengan bresing terkekang terhadap tekuk
8 2frac12 5 TB TB 48 48 30
26Dinding geser pelat baja khusus 7 2 6 TB TB 4 48 30
C Sistem rangka pemikul momen
1 Rangka baja pemikul momen khusus 8 3 5frac12 TB TB T TB TB
2 Rangka batang baja pemikul momen khusus 7 3 5frac12 TB TB 48 30 TI
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
21
Tabel 29 Faktor R Cd dan Ω0 untuk sistem penahan gaya gempa (lanjutan)
Sistem penahan-gaya seismik
Koefisien
modifikasi respons
Ra
Faktor kuat- lebih sistem
Ω0g
Faktor
pembesaran defleksi
Cdb
Batasan sistem struktur dan batasan
tinggi struktur h (m) c
Kategori desain seismik
B C Dd E
d F
e
3 Rangka baja pemikul momen menengah 4frac12 3 4 TB 1TB 10hi TIh TIi
4 Rangka baja pemikul momen biasa 3frac12 3 3 TB TB TIh TIh TIi
5 Rangka beton bertulang pemikul momen khusus
8 3 5frac12 TB TB TB TB TB
6 Rangka beton bertulang pemikul momen menengah
5 3 4frac12 TB TB TI TI TI
7 Rangka beton bertulang pemikul momen 3 3 2frac12 TB TI TI TI TI
8 Rangka baja dan beton komposit pemikul momen khusus
8 3 5frac12 TB TB TB TB TB
9 Rangka baja dan beton komposit pemikul momen menengah
5 3 4frac12 TB TB TI TI TI
10Rangka baja dan beton komposit terkekang parsial pemikul momen
6 3 5frac12 48 48 30 TI TI
11Rangka baja dan beton komposit pemikul momen biasa
3 3 2frac12 TB TI TI TI TI
12 Rangka baja canai dingin pemikul momen khusus dengan pembautan
3frac12 3o 3frac12 10 10 10 10 10
D Sistem ganda dengan rangka pemikul momen khusus yang mampu menahan paling sedikit 25 persen gaya gempayang ditetapkan
1 Rangka baja dengan bresing eksentris 8 2frac12 4 TB TB TB TB TB
2 Rangka baja dengan bresing konsentris khusus
7 2frac12 5frac12 TB TB TB TB TB
3 Dinding geser beton bertulang khusus 7 2frac12 5frac12 TB TB TB TB TB
4 Dinding geser beton bertulang biasa 6 2frac12 5 TB TB TI TI TI
5 Rangka baja dan beton komposit dengan bresing eksentris
8 2frac12 4 TB TB TB TB TB
6 Rangka baja dan beton komposit dengan bresing konsentris khusus
6 2frac12 5 TB TB TB TB TB
7 Dinding geser pelat baja dan beton 7frac12 2frac12 6 TB TB TB TB TB
8 Dinding geser baja dan beton komposit 7 2frac12 6 TB TB TB TB TB
9 Dinding geser baja dan beton komposit 6 2frac12 5 TB TB TI TI TI 10Dinding geser batu bata bertulang khusus 5frac12 3 5 TB TB TB TB TB
11Dinding geser batu bata bertulang 4 3 3frac12 TB TB TI TI TI
12Rangka baja dengan bresing terkekang terhadap tekuk
8 2frac12 5 TB TB TB TB TB
13Dinding geser pelat baja khusus 8 2frac12 6frac12 TB TB TB TB TB
E Sistem ganda dengan rangka pemikul momen menengah mampu menahan paling sedikit 25 persen gayagempayang ditetapkan
1 Rangka baja dengan bresing
konsentris khususf
6 2frac12 5 TB TB 10 TI TIhk
2 Dinding geser beton bertulang khusus 6frac12 2frac12 5 TB TB 48 30 30
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
22
Tabel 29 Faktor R Cd dan Ω0 untuk sistem penahan gaya gempa (lanjutan)
Sistem penahan-gaya seismik
Koefisien
modifikasi respons
Ra
Faktor kuat- lebih sistem
Ω0g 0
Faktor
pembesaran defleksi
Cdb
Batasan sistem struktur dan batasan
tinggi struktur h (m) c
Kategori desain seismik
B C Dd E d F e
3 Dinding geser batu bata bertulang biasa 3 3 2frac12 TB 48 TI T TI 4 Dinding geser batu bata bertulang 3frac12 3 3 TB TB TI TI TI
5 Rangka baja dan beton komposit dengan bresing konsentris khusus
5frac12 2frac12 4frac12 TB TB 48 30 TI
6 Rangka baja dan beton komposit dengan bresing biasa
3frac12 2frac12 3 TB TB TI TI TI
7 Dinding geser baja dan betonkomposit 5 3 4frac12 TB TB TI TI TI
8 Dinding geser beton bertulang biasa 5frac12 2frac12 4frac12 TB TB TI TI TI
F Sistem interaktif dinding geser-rangka dengan rangka pemikul momen beton bertulang biasa dan dinding geser beton bertulang biasa
4frac12 2frac12 4 TB TI TI TI TI
G Sistem kolom kantilever didetail untuk memenuhi persyaratan
1 Sistem kolom baja dengan kantilever khusus
2frac12 1frac14 2frac12 10 10 10 10 10
2 Sistem kolom baja dengan kantilever biasa 1frac14 1frac14 1frac14 10 10 TI TIhi TIh
i3 Rangka beton bertulang pemikul momen
khusus 2frac12 1frac14 2frac12 10 10 10 10 10
4 Rangka beton bertulang pemikul momen menengah
1frac12 1frac14 1frac12 10 10 TI TI TI
5 Rangka beton bertulang pemikul momen biasa
1 1frac14 1 10 TI TI TI TI
6 Rangka kayu 1frac12 1frac12 1frac12 10 10 10 TI TI
H Sistem baja tidak didetail secara khusus untuk ketahanan seismik tidak termasuk sistem kolom kantilever
3 3 3 TB TB TI TI TI
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
Bekerjanya beban untuk bangunan bertingkat berlaku sistem gravitasi yaitu
elemen struktur yang berada di atas akan membebani elemen struktur di
bawahnya atau dengan kata lain elemen struktur yang mempunyai kekuatan
lebih besar akan menahan atau memikul elemen struktur yang mempunyai
kekuatan lebih kecil
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
23
Dengan demikian sistem bekerjanya beban untuk elemen ndash elemen struktur
gedung bertingkat secara umum dapat dinyatakan sebagai berikut beban pelat
lantai didistribusikan terhadap balok anak dan balok portal beban balok portal
didistribusikan ke kolom dan beban kolom kemudian diteruskan ke tanah dasar
melalui pondasi
Dalam perumusan kriteria desain seismik suatu bangunan di permukaan tanah
atau penentuan amplifikasi besaran percepatan gempa puncak dari batuan dasar
ke permukaan tanah untuk suatu situs maka situs tersebut harus diklasifikasikan
terlebih dahulu Profil tanah di situs harus diklasifikasikan sesuai dengan Tabel
210 berdasarkan profil tanah lapisan 30 m paling atas Penetapan kelas situs
harus melalui penyelidikan tanah di lapangan dan dilaboratorium yang
dilakukan oleh otoritas yang berwewenang atau ahli desain geoteknik
bersertifikat dengan minimal mengukur secara independen dua dari tiga
parameter tanah yang tercantum dalam Tabel 210 Dalam hal ini kelas situs
dengan kondisi yang lebih buruk harus diberlakukan Apabila tidak tersedia data
tanah yang spesifik pada situs sampai kedalaman 30 m maka sifat-sifat tanah
harus diestimasi oleh seorang ahli geoteknik yang memiliki sertifikatijin
keahlian yang menyiapkan laporan penyelidikan tanah berdasarkan kondisi
getekniknya Penetapan kelas situs SA dan kelas situs SB tidak diperkenankan
jika terdapat lebih dari 3 m lapisan tanah antara dasar telapak atau rakit fondasi
dan permukaan batuan dasar (SNI 17262012)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
24
Tabel 210 Klasifikasi situs
Kelas situs vs (mdetik) N atau N ch su (kPa)
SA (batuan keras) gt1500 NA NA SB (batuan) 750 sampai 1500 NA NA SC (tanah keras sangat padat dan batuan lunak)
350 sampai 750 gt50
2100
SD (tanah sedang) 175 sampai 350 15sampai 50 50 sampai100 lt 175 lt15 lt 50SE (tanah lunak) Atau setiap profil tanah yang mengandung lebih dari 3 m tanah dengan
karateristik sebagai berikut 1 Indeks plastisitas PI gt 20 2 Kadar air w 2 40 3 Kuat geser niralir su lt 25 kPa
SF (tanah khusus)
Setiap profil lapisan tanah yang memiliki salah satu atau lebih dari karakteristik berikut - Rawan dan berpotensi gagal atau runtuh akibat beban gempa seperti
mudah likuifaksi lempung sangat sensitif tanah tersementasi lemah - Lempung sangat organik danatau gambut (ketebalan H gt 3 m)
- Lempung berplastisitas sangat tinggi (ketebalan H gt 75 m dengan
Indeks Plasitisitas PI gt 75 ) Lapisan lempung lunaksetengah teguh dengan ketebalan H gt 35 m
dengan su lt 50 kPa
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
- Kecepatan rata-rata gelombang geser Vs
Dimana
di = tebal setiap lapisan antara kedalaman 0 sampai 30 meter
Vsi = kecepatan gelombang geser lapisan i dinyatakan dalam meter per
detik (mdetik)
- Tahanan penetrasi standar lapangan rata-rata N
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
25
Dimana
di = tebal setiap lapisan antara kedalaman 0 sampai 30 meter
Ni = tahanan penetrasi standar 60 persen energy ( N60 ) yang terukur
langsung di lapangan tanpa koreksi dengan nilai tidak lebih dari
305 pukulanm
- Kuat geser niralir rata-rata Su
Dimana
dc = jumlah ketebalan total dari lapisan - lapisan tanah kohesif di
dalam lapisan 30 meter paling atas
Sui = kuat geser niralir (kPa) dengan nilai tidak lebih dari 250 kPa
Untuk penentuan respons spektral percepatan gempa MCER di permukaan tanah
diperlukan suatu faktor amplifikasi seismik pada perioda 02 detik dan perioda 1
detik Faktor amplifikasi meliputi faktor amplifikasi getaran terkait percepatan pada
getaran perioda pendek (Fa) dan faktor amplifikasi terkait percepatan yang
mewakili getaran perioda 1 detik (Fv) Parameter spektrum respons percepatan pada
perioda pendek (SMS) dan perioda 1 detik (SM1) Yang disesuaikan dengan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
26
pengaruh klasifikasi situs (SNI 17262012) harus ditentukan dengan perumusan
berikut ini
SMS = Fa Ss
SM1 = Fv S1
Dimana
Ss = parameter respons spektral percepatan gempa MCER terpetakan untuk
perioda pendek
S1 = parameter respons spektral percepatan gempa MCER terpetakan untuk
perioda 10 detik
dan koefisien situs Fa dan Fv mengikuti Tabel 211 dan Tabel 212
Tabel 211 Koefisien situs Fa
Kelas situs
Parameter respons spektral percepatan gempa (MCER) terpetakan padaperioda pendek T=02 detik Ss
Ss s 025 Ss = 05 Ss = 075 Ss = 10 Ss 2 125 SA 08 08 08 08 08SB 10 10 10 10 10SC 12 12 11 10 10SD 16 14 12 11 10SE 25 17 12 09 09SF SSb
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
CATATAN
- Untuk nilai-nilai antara Ss dapat dilakukan interpolasi linier
- SS = Situs yang memerlukan investigasi geoteknik spesifik dan analisis respons situs spesifik
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
27
Tabel 212 Koefisien situs Fv
Kelas situs
Parameter respons spektral percepatan gempa MCER terpetakan padaperioda 1 detik S1
S1 s 01 S1 = 02 S1 = 03 S1 = 04 S1 2 05 SA 08 08 08 08 08SB 10 10 10 10 10SC 17 16 15 14 13SD 24 2 18 16 15SE 35 32 28 24 24SF SSb
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
CATATAN
- Untuk nilai-nilai antara Ss dapat dilakukan interpolasi linier
- SS = Situs yang memerlukan investigasi geoteknik spesifik dan analisis respons situs spesifik Struktur harus ditetapkan memiliki suatu kategori desain seismik Struktur dengan
kategori risiko I II atau III yang berlokasi di mana parameter respons spektral
percepatan terpetakan pada perioda 1 detik S1 lebih besar dari atau sama dengan
075 harus ditetapkan sebagai struktur dengan kategori desain seismik E Struktur
yang berkategori risiko IV yang berlokasi di mana parameter respons spektral
percepatan terpetakan pada perioda 1 detik S1 lebih besar dari atau sama dengan
075 harus ditetapkan sebagai struktur dengan kategori desain seismik F Semua
struktur lainnya harus ditetapkan kategori desain seismiknya berdasarkan kategori
risikonya dan parameter respons spektral percepatan desainnya SDS dan SD1
Masing-masing bangunan dan struktur harus ditetapkan ke dalam kategori desain
seismik yang lebih parah dengan mengacu pada Tabel 213 atau 214 terlepas dari
nilai perioda fundamental getaran struktur T (SNI 17262012)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
28
Tabel 213 Kategori desain seismik berdasarkan parameter respons percepatan pada perioda pendek
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
Tabel 214 Kategori desain seismik berdasarkan parameter respons
percepatan pada perioda 1 detik
Nilai S D1 Kategori risiko
I atau II atau III IV
SD1 lt 0167 A A
0067 lt SD1 lt 0133 B C
0133 lt SD1 lt 020 C D
020 lt SD1 D D (Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung
dan non gedung SNI 17262012)
Geser dasar seismik V dalam arah yang ditetapkan harus ditentukan sesuai
dengan persamaan berikut
V = Cs W
Keterangan
Cs = koefisien respons seismik
W = berat seismik efektif
Berat seismik efektif struktur W menurut SNI 17262012 harus menyertakan
seluruh beban mati dan beban lainnya yang terdaftar di bawah ini
Nilai SDS Kategori risiko
I atau II atau III IV
SDS lt 0167 A A
0167 lt SDS lt 033 B C
033 lt SDS lt 050 C D
050 lt SDS D D
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
29
1 Dalam daerah yang digunakan untuk penyimpanan minimum sebesar 25
persen beban hidup lantai (beban hidup lantai di garasi publik dan struktur
parkiran terbuka serta beban penyimpanan yang tidak melebihi 5 persen
dari berat seismik efektif pada suatu lantai tidak perlu disertakan)
2 Jika ketentuan untuk partisi disyaratkan dalam desain beban lantai diambil
sebagai yang terbesar di antara berat partisi aktual atau berat daerah lantai
minimum sebesar 048 kNm2
3 Berat operasional total dari peralatan yang permanen
4 Berat lansekap dan beban lainnya pada taman atap dan luasan sejenis
lainnya
Koefisien respons seismik Cs harus ditentukan sesuai dengan
Cs =
Dimana
SDS = parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang perioda
pendek
R = faktor modifikasi respons dalam Tabel 29
Ie = faktor keutamaan gempa yang ditentukan sesuai Tabel 28
Nilai Cs yang dihitung sesuai dengan Persamaan diatas tidak perlu melebihi Cs dari
persamaan di bawah
Cs =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
30
Cs yang di dapatkan harus tidak kurang dari
Cmin = 0044 SDS Ie gt 001
Sebagai tambahan untuk struktur yang berlokasi di daerah di mana 1 S sama
dengan atau lebih besar dari 06g maka Cs harus tidak kurang dari
Cs =
Dimana
SDS = parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang perioda
pendek
SD1 = parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang sebesar
10 detik
R = faktor modifikasi respons dalam Tabel 29
Ie = faktor keutamaan gempa yang ditentukan sesuai Tabel 28
T = perioda fundamental struktur (detik)
Perioda fundamental pendekatan Ta dalam detik harus ditentukan dari
Ta = Ct
Dimana
hn = ketinggian struktur dalam (m)
Ct = koefisien prioda struktur pendekatan yang ditentukan dalam tabel 213
x = koefisien ketinggian yang ditentukan dalam tabel 213
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
31
Tabel 215 Nilai parameter perioda pendekatan Ct dan x
Tipe struktur Ct x
Sistem rangka pemikul momen di mana rangka memikul 100 persen gaya gempa yang disyaratkan dan tidak dilingkupi atau dihubungkan dengan komponen yang lebih kaku dan akan mencegah rangka dari defleksi jika dikenai gaya gempa
Rangka baja pemikul momen 00724 a 08
Rangka beton pemikul momen 00466 a 09
Rangka baja dengan bresing eksentris 00731 a 075
Rangka baja dengan bresing terkekang terhadap tekuk 00731 a 075
Semua sistem struktur lainnya 00488 a 075
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
Sebagai alternatif menurut SNI 17262012 untuk menentukan perioda fundamental
pendekatan Ta dalam detik dari persamaan berikut untuk struktur dengan
ketinggian tidak melebihi 12 tingkat di mana sistem penahan gaya gempa terdiri
dari rangka penahan momen beton atau baja secara keseluruhan dan tinggi tingkat
paling sedikit 3 m
Ta = 01N
Dimana
N = jumlah tingkat (m)
Perioda fundamental struktur harus dibatasi dengan
Tmax = Cu Ta
Dimana
Ta = waktu getar struktur dalam (m)
Cu = koefisien batas prioda struktur yang ditentukan dalam tabel 214
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
32
Tabel 216 Koefisien untuk batas perioda struktur
Parameter percepatan respons spektral desain pada 1 detik S D1
Koefisien Cu
gt 04 14 03 14 02 15
015 16
lt 01 17 (Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur
gedung dan non gedung SNI 17262012)
212 Kombinasi Pembebanan
komponen-elemen struktur dan elemen-elemen fondasi menurut SNI
17262012 harus dirancang sedemikian hingga kuat rencananya sama atau melebihi
pengaruh beban-beban terfaktor dengan kombinasi-kombinasi sebagai berikut
1 14D
2 12D + 16L + 05(Lr atau R)
3 12D + 16(Lr atau R) + (L atau 05W)
4 12D + 10 W + L + 05(Lr atau R)
5 12D + 10 E + L
6 09D + 10 W
7 09D + 10 E
8
Pengaruh beban gempa E harus ditentukan sesuai dengan berikut ini
1 Untuk penggunaan dalam kombinasi beban 5 dalam
E = Eh + Ev
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
33
2 Untuk penggunaan dalam kombinasi beban 7
E = Eh - Ev
Keterangan
E = pengaruh beban gempa
Eh = pengaruh beban gempa horisontal
Ev = pengaruh beban gempa vertikal
Pengaruh beban gempa horisontal Eh harus ditentukan sesuai dengan Persamaan
sebagai berikut
E h = ρQh
Keterangan
Q = pengaruh gaya gempa horisontal dari V atau F p
ρ = faktor redundansi
Untuk struktur yang dirancang untuk kategori desain seismik D E atau Fm
SNI 17262012 mengatur ρ harus sama dengan 13 kecuali jika satu dari dua
kondisi berikut dipenuhi di mana p diijinkan diambil sebesar 10
a Masing-masing tingkat yang menahan lebih dari 35 persen geser dasar dalam
arah yang ditinjau harus sesuai dengan Tabel 212
b Struktur dengan denah beraturan di semua tingkat dengan sistem penahan gaya
gempa terdiri dari paling sedikit dua bentang perimeter penahan gaya gempa
yang merangka pada masing-masing sisi struktur dalam masing-masing arah
ortogonal di setiap tingkat yang menahan lebih dari 35 persen geser dasar
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
34
Jumlah bentang untuk dinding geser harus dihitung sebagai panjang dinding
geser dibagi dengan tinggi tingkat atau dua kali panjang dinding geser dibagi
dengan tinggi tingkat hsx untuk konstruksi rangka ringan
Tabel 217 Persyaratan untuk masing-masing tingkat yang menahan lebih
dari 35 persen gaya geser dasar
Elemen penahan gaya lateral
Persyaratan
Rangka dengan bresing
Pelepasan bresing individu atau sambungan yang terhubung tidak akan mengakibatkan reduksi kuat tingkat sebesar lebih dari 33 persen atau sistem yang dihasilkan tidak mempunyai ketidakteraturan torsi yang berlebihan (ketidakteraturan struktur horisontal Tipe 1b)
Rangka pemikul momen
Kehilangan tahanan momen di sambungan balok ke kolom di kedua ujung balok tunggal tidak akan mengakibatkan lebih dari reduksi kuat tingkat sebesar33 persen atau sistem yang dihasilkan tidak mempunyai ketidakteraturantorsi yang berlebihan (ketidakteraturan struktur horisontal Tipe 1b)
Dinding geser atau pilar dinding dengan rasio tinggi terhadap panjang lebih besar dari 10
Pelepasan dinding geser atau pier dinding dengan rasio tinggi terhadap panjang lebih besar dari 10 di semua tingkat atau sambungan kolektor yang terhubung tidak akan mengakibatkan lebih dari reduksi kuat tingkat sebesar 33 persen atau sistem yang dihasilkan mempunyai ketidakteraturan torsi yang berlebihan (ketidakteraturan struktur horisontal Tipe 1b)
Kolom kantilever Kehilangan tahanan momen di sambungan dasar semua kolom kantilever tunggal tidak akan mengakibatkan lebih dari reduksi kuat tingkat sebesar 33 persen atau sistem yang dihasilkan mempunyai ketidakteraturan torsi yang berlebihan (ketidakteraturan struktur horisontal Tipe 1b)
Lainnya Tidak ada persyaratan
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
22 Kinerja Struktur Gedung
221 Kinerja Batas Layan
Kinerja batas layan struktur gedung ditentukan oleh simpangan antar tingkat
akibat pengaruh gempa rencana yaitu untuk membatasi terjadinya pelelehan baja
dan peretakan beton yang berlebihan di samping untuk mencegah kerusakan
nonstruktur dan ketidaknyamanan penghuni Simpangan antar-tingkat ini harus
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
35
dihitung dari simpangan struktur gedung tersebut akibat pengaruh gempa nominal
yang telah dibagi Faktor Skala
Faktor Skala =
gt 1
Dimana
V1 = Gaya geser dasar nominal sebagai respons dinamik ragam yang
pertama saja
Vt = Gaya geser dasar nominal yang didapat dari hasil analisis ragam
spektrum respons yang telah dilakukan
Gaya geser dasar nominal yang didapat dari hasil spektrum respons Analisis harus
dilakukan untuk menentukan ragam getar alami untuk struktur Analisis harus
menyertakan jumlah ragam yang cukup untuk mendapatkan partisipasi massa
ragam terkombinasi sebesar paling sedikit 90 persen dari massa aktual dalam
masing-masing arah horisontal ortogonal dari respons yang ditinjau oleh model
Parameter respons ragam untuk masing-masing parameter desain terkait gaya yang
ditinjau termasuk simpangan antar lantai tingkat gaya dukung dan gaya elemen
struktur individu untuk masing-masing ragam respons harus dihitung menggunakan
properti masing-masing ragam dan spectrum respons dibagi dengan kuantitas (R
Ie) Parameter respons terkombinasi untuk perpindahan dan kuantitas simpangan
antar lantai harus dikalikan dengan kuantitas (CdIe) Nilai untuk masing-masing
parameter yang ditinjau yang dihitung untuk berbagai ragam harus
dikombinasikan menggunakan metoda akar kuadrat jumlah kuadrat (SRSS) atau
metoda kombinasi kuadrat lengkap (CQC) sesuai dengan SNI 17262012 Metoda
CQC harus digunakan untuk masing-masing nilai ragam di mana ragam berjarak
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
36
dekat mempunyai korelasi silang yang signifikan di antara respons translasi dan
torsi
Kinerja batas ultimit struktur gedung ditentukan oleh simpangan antar-tingkat
maksimum struktur gedung akibat pengaruh gempa rencana dalam kondisi struktur
gedung di ambang keruntuhan yaitu untuk membatasi kemungkinan terjadinya
keruntuhan struktur gedung yang dapat menimbulkan korban jiwa manusia dan
untuk mencegah benturan berbahaya antar-gedung atau antar bagian struktur
gedung yang dipisah dengan sela pemisah (sela delatasi) simpangan antar-tingkat
ini harus dihitung dari simpangan struktur gedung akibat pembebanan gempa
nominal (SNI 17262002) Penentuan simpangan antar lantai tingkat desain ( ∆ )
harus dihitung sebagai perbedaan defleksi pada pusat massa di tingkat teratas dan
terbawah yang ditinjau Lihat Gambar 24 Apabila pusat massa tidak terletak
segaris dalam arah vertikal diijinkan untuk menghitung defleksi di dasar tingkat
berdasarkan proyeksi vertikal dari pusat massa tingkat di atasnya (SNI 17262012)
Gambar 24 Penentuan simpangan antar lantai
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
37
Defleksi pusat massa di tingkatx (δx) (mm) harus ditentukan sesuai dengan
persamaan berikut
δx =
Dimana
Cd = faktor amplifikasi defleksi dalam Tabel 29
δxe = defleksi pada lokasi yang disyaratkan pada pasal ini yang ditentukan
dengan analisis elastis
Ie = faktor keutamaan gempa yang ditentukan sesuai dengan tabel 28
Simpangan antar lantai tingkat desain ∆ tidak boleh melebihi simpangan antar
lantai tingkat ijin ∆a seperti didapatkan dari Tabel 213 untuk semua tingkat
Tabel 218 Simpangan antar lantai ijin
Struktur
Kategori risiko
I atau II III IV
Struktur selain dari struktur dinding geser batu bata 4 tingkat atau kurang dengan dinding interior partisi langit-langit dan sistem dinding eksterior yang telah didesain untuk mengakomodasi simpangan antar lantai tingkat
0025h c
sx 0020 hsx 0015 hsx
Struktur dinding geser kantilever batu batad 0010 hsx 0010 hsx 0010 hsx
Struktur dinding geser batu bata lainnya 0007 hsx 0007 hsx 0007 hsx
Semua struktur lainnya 0020 hsx 0015 hsx 0010 hsx
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
Dua bagian struktur gedung yang tidak direncanakan untuk bekerja sama sebagai
satu kesatuan dalam mengatasi pengaruh Gempa Rencana harus dipisahkan yang
satu terhadap yang lainnya dengan suatu sela pemisah (sela delatasi) yang lebarnya
paling sedikit harus sama dengan jumlah simpangan masing-masing bagian struktur
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
38
gedung pada taraf itu Dalam segala hal lebar sela pemisah tidak boleh ditetapkan
kurang dari 75 mm (SNI 17262012)
222 Kinerja Batas kekuatan
2221 Perencanaan Pelat Floor Deck
Floor deck pada pelat menggantikan fungsi tulangan Tarik pada daerah
lapangan Analisis pelat floor deck meggunakan metode pelat satu arah Bila pelat
mengalami rotasi bebas pada tumpuan pelat dan tumpuan sangat kaku terhadap
momen puntir maka pelat itu dikatakan jepit penuh Bila balok tepi tidak cukup
kuat untuk mencegah rotasi maka dikatakan terjepit sebagian Tebal minimum
yang ditentukan dalam Tabel 214 berlaku untuk konstruksi satu arah yang tidak
menumpu atau tidak disatukan dengan partisi atau konstruksi lain yang mungkin
akan rusak akibat lendutan yang besar kecuali bila erhitungan lendutan
menunjukkan bahwa ketebalan yang lebih kecil dapat digunakan tanpa
menimbulkan pengaruh yang merugikan
Tabel 219 Tebal Minimum Balok Non-Prategang Atau Pelat Satu Arah Bila
Lendutan Tidak Dihitung Tebal minimum h
Komponen struktur Tertumpu Satu ujung Kedua ujung Kantilever
Komponen struktur tidak menumpu atau tidak dihubungkan dengan partisi ataukonstruksi lainnya yang mungkin rusak oleh lendutan yang besar
Pelat masif satu-arah 20
24
28
10
Balok atau pelat rusuk satu-arah 16
185
21
8
(Sumber Tata cara perhitungan struktur beton untuk bangunan gedung SNI 28472002)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
39
CATATAN Panjang bentang dalam mm Nilai yang diberikan harus digunakan langsung untuk komponen struktur dengan beton normal dan tulangan tulangan Mutu 420 MPa Untuk kondisi lain nilai di atas harus dimodifikasikan sebagai berikut a Untuk struktur beton ringan dengan berat jenis (equilibrium density) w di antara 1440 sampai
1840 kgm3 nilai tadi harus dikalikan dengan (165 ndash 00003wc) tetapi tidak kurang dari 109
b Untuk fy selain 420 MPa nilainya harus dikalikan dengan (04 + fy700)
a Disain pada Momen Positif
Disain pada momen positif gaya Tarik disumbangkan oleh metal deck dan
gaya tekan disumbangkan oleh beton Dalam hal ini penampang beton
berbentuk persegi panjang
Gambar 25 Diagram tegangan momen positif floor deck
Penulangan lentur dihitung analisa tulangan tunggal dengan langkah-langkah
sebagai berikut
Mn =
Dimana ϕ= 08
Rn =
m =
ρ = 1 ndash 1 ndash
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
40
As PERLU = ρ b d
rasio tulangan minimum menggunakan syarat tulangan susut dan tulangan
suhu sebagai acuan dan di tabelkan sebagai berikut
Tabel 220 Rasio Tulangan Minimum Pada Pelat
Jenis Pelat ρmin
Pelat yang menggunakan batang tulangan ulir mutu 300 00020
Pelat yang menggunakan batang tulangan ulir atau jaring kawat las 00018
Pelat yang menggunakan tulangan dengan tegangan leleh melebihi 00018 x 400 fy
(Sumber Tata cara perhitungan struktur beton untuk bangunan gedung SNI 28472002)
Persyaratan lain yang harus dipenuhi dalam mendisain pelat satu arah adalah
jarak tulangan maximum Pasal 12 SNI 03-2847-2002 butir 64 jarak tulangan
adalah
S = ndash 25 Cc
Dimana
fs = 60 fy
Cc = Selimut Beton
b Disain pada Momen Negatif
Disain pada momen positif gaya Tarik disumbangkan oleh wiremesh dan gaya
tekan disumbangkan oleh beton Dalam hal ini penampang beton berbentuk
sebagai berikut
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
41
Gambar 26 Diagram tegangan momen negatif floor deck
2222 Perencanaan Pelat Chekered
Pelat metal didisain menggunakan metode pelat satu arah syarat batas yang
harus di penuhi pelat metal adalah
ϕMn gt Mu
dimana
ϕMn = momen nominal = Zx fy
Mu = momen ultimate
2223 Perencanaan Batang Tekan
Kekuatan tekan disain harus nilai terendah yang diperoleh berdasarkan
keadaan batas dari tekuk lentur tekuk torsi dan tekuk torsi lentur Profil dengan
dominan keruntuhan tekuk lentur kekuatan nominal nya adalah
ϕPn = 09 fcr A
tegangan kritis fcr ditentukan sebagai berikut
a Bila lt 471 ( atau lt 225 )
fcr =0658 fy
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
42
b Bila gt 471 ( atau gt 225 )
fcr =0877 fe
fe =
Dimana
K = faktor panjang efektir
L = panjang profil
r = jari jari inersia
fcr = tegangan kritis
fe = tegangan euler
λ = kelangsingan =
2224 Perencanaan Batang Lentur
Pembebanan balok disesuaikan dengan peraturan pembebanan Indonesia
untuk gedung (PPIUG) 1983 sedangkan pemakaian profil dihitung sesuai dengan
SNI 03-1729-2015
Tabel 221 Nilai kekuatan lentur berdasarkan SNI 1729 2015
PROFIL q Lr Lp MP Mr Vn
kgm m m KN m KN m KN
WF 150 x 75 x 5 x 7 1400 316 084 2354 1509 10800
WF 150 x 100 x 6 x 9 2110 530 120 3609 2346 12787
WF 200 x 100 x 45 x 7 1820 346 112 4089 2720 12830
WF 200 x 100 x 55 x 8 2130 378 112 4802 3128 15840
WF 200 x 150 x 6 x 9 3060 637 182 7108 4688 16762
WF 250 x 125 x 5 x 8 2570 420 141 7327 4845 17856
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
43
Tabel 221 Nilai kekuatan lentur berdasarkan SNI 1729 2015 (lanjutan)
PROFIL q Lr Lp MP Mr Vn
kgm m m KN m KN m KN
WF 250 x 125 x 6 x 9 2960 446 141 8443 5508 21600
WF 300 x 150 x 55 x 8 3200 475 167 10920 7208 23602
WF 300 x 150 x 65 x 9 3670 497 167 12528 8177 28080
WF 350 x 175 x 6 x 9 4140 553 197 16538 10897 29894
WF 350 x 175 x 7 x 11 4960 593 200 20179 13175 35280
WF 400 x 200 x 7 x 11 5660 646 227 26100 17170 39917
WF 400 x 200 x 8 x 13 6600 684 230 30861 20230 46080
WF 450 x 200 x 9 x 14 7600 667 223 38913 25330 58320
WF 500 x 200 x 10 x 16 8960 669 219 50311 32470 72000
WF 600 x 200 x 11 x 17 10600 628 209 68714 44030 95040
HB 100 x 100 x 6 x 8 1720 724 125 2018 1300 8640
HB 125 x 125 x 65 x 9 2380 806 158 3578 2312 11700
HB 150 x 150 x 7 x 10 3150 895 190 5748 3723 15120
HB 175 x 175 x 75 x 11 4020 981 222 8628 5610 18900
HB 200 x 200 x 8 x 12 4990 1072 255 12314 8024 23040
HB 250 x 250 x 9 x 14 7240 1255 319 22483 14739 32400
HB 300 x 300 x 10 x 15 9400 1376 381 35152 23120 43200
HBC 350 x 350 x 12 x 19 13700 1718 449 59834 39100 60480
HBC 400 x 400 x 13 x 21 17200 1903 513 86402 56610 74880
WFC 600 x 300 x 12 x 20 15100 1045 348 103413 68340 101606
WFC 700 x 300 x 13 x 24 18500 1041 344 149968 97920 131040
WFC 800 x 300 x 14 x 26 21000 1010 336 191889 123930 161280
WFC 900 x 300 x 16 x 28 24300 984 324 244178 155380 207360
- Profil I dan Kanal
a Kontrol Momen
ϕMn = 09 Mn
- Apabila L lt Lp
Mn = Mp = Zx fy
- Apabila Lp lt L lt Lr
Mn = Cb Mp ndash ( Mp- Mr)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
44
Apabila L gt Lr
Mn = Mcr = radic 1
=
lt 23
=
= 4 2
=
1 1
= 176
Untuk profil I konstanta torsi dan konstanta warping adalah
J = [ 2b + h ]
Cw =
Untuk profil kanal konstanta torsi dan konstanta warping adalah
J = [ 2b + h ]
Cw = [
]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
45
Gambar 27 Kuat Momen Lentur Nominal Akibat Tekuk Torsi Lateral
b Kontrol Geser
Untuk profil I
= 060 fyw Aw lt Vu
Persamaan diatas dapat dipenuhi bila syarat kelangsingan untuk tebal pelat web
sebagai berikut
lt
c Kontrol Lendutan
Batas-batas lendutan untuk keadaan kemampuan-layan batas harus sesuai
dengan struktur fungsi penggunaan sifat pembebanan serta elemen-elemen
yang didukung oleh struktur tersebut Batas lendutan maksimum diberikan
dalam Tabel dibawah
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
46
Tabel 222 Batas Lendutan Maksimum
Komponen struktur dengan beban tidak Beban tetap Beban
Balok pemikul dinding atau finishing yang getas L360 - Balok biasa L240 - Kolom dengan analisis orde pertama saja h500 h200 Kolom dengan analisis orde kedua h300 h200
(Sumber Tata cara perencanaan struktur baja untuk bangunan gedung SNI 17292002)
- Profil Siku
a Kontrol Momen
ϕMn = 09 Mn
- Momen Leleh
Mn = 15 My
Dimana
My = momen leleh di sumbu lentur
- Momen dengan tekuk torsi lateral
1 Bila Me lt My
Mn = [ 092 -
] Me
2 Bila Me gt My
Mn = [ 192 ndash 117 ] Me lt 15 My
Lentur di sumbu utama major dari baja siku kaki sama
Me =
Dimana
Lb = Panjang profil tak terkekang
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
47
b = lebar siku
E = elastisitas profil siku
t = tebal profil siku
Me = momen tekuk lateral-torsi elastis
b kontrol geser
ϕVn = 09 06 Aw fy cv
Dimana Vn = kekuatan geser penampang Aw = luas badan = b x t fy = tegangan leleh profil siku Nilai cv dari persamaan diatas ditentukan dengan
- Bila
lt 11
cv = 1
- Bila
11
lt lt 137
cv = 11
x
- Bila
gt 137
cv =
x
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
48
2225 Perencanaan Balok Kolom
Komponen struktur yang mengalami momen lentur dan gaya aksial harus
direncanakan memenuhi ketentuan sebagai berikut
Untuk
gt 02
+ (
+
) lt 1
Untuk
lt 02
+ (
+
) lt 1
Dimana
Pu = Gaya aksial (tarik atau tekan) terfaktor N
Pn = Kuat nominal penampang N
ϕ = Faktor reduksi kekuatan
= 09 untuk aksial tarik
= 09 untuk aksial tekan
Mux = Momen lentur terfaktor terhadap sumbu-x
Muy = Momen lentur terfaktor terhadap sumbu-y
Mnx = Kuat nominal lentur penampang terhadap sumbu-x
Mny = Kuat nominal lentur penampang terhadap sumbu-y
ϕb = Faktor reduksi kekuatan lentur = 09
2226 Perencanaan Balok Komposit
Menurut SNI 17292015 lebar efektif balok komposit adalah
- seperdelapan dari bentang balok pusat-ke-pusat tumpuan
- setengah jarak ke sumbu dari balok yang berdekatan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
49
- jarak ke tepi dari pelat
Kekuatan Lentur Positif balok komposit bisa di disain secara plastis jika memenuhi
lt 376 Jika gt 376 maka momen harus di tentukan dengan
superposisi tegangan elastis (SNI 17292015) Nilai ultimate dari momen lentur
dapat di tinjau dari 2 kondisi yaitu
1 Sumbu netral jatuh pada pelat beton
Besar nya gaya tekan pada kondisi ultimate adalah
C = 085 a be
Gaya tarik pada profil baja adalah
T = As fy
Gaya tarik floor deck adalah
T = Afd fu
Jika ẏ gt (tf - hfd) keseimbangan gaya C = T maka diperoleh
a =
Lengan kopel terhadap gaya tekan
d1 = ts ndash ċ -
d2 = + ts -
Kuat momen lentur nominal positif balok komposit adalah
ϕMn = 09 [ As fy ( d2 ) + Afd fu ( d1 ) ]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
50
Gambar 28 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan ẏ lt (ts - hfd)
Gambar 29 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan ẏ gt (ts - hfd)
Jika ẏ lt (tf - hfd) gaya tarik floor deck adalah
T = Aefd fu
keseimbangan gaya C = T maka diperoleh
a =
Lengan kopel terhadap gaya tekan
d1 = ts ndash ċ -
d2 = + ts -
Kuat momen lentur nominal positif balok komposit adalah
ϕMn = 09 [ As fy ( d2 ) + Aefd fu ( d1 ) ]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
51
2 Sumbu netral jatuh pada baja profil
Besar nya gaya tekan pada kondisi ultimate adalah
Cc = 085 a be
Gaya tarik pada profil baja adalah
T = As fy
Keseimbangan gaya diperoleh
Trsquo = Cc + Cs
Besarnya Trsquo sekarang lebih kecil daripada Asfy yaitu
Trsquo = As fy - Cs
Sehingga gaya tekan profil baja
Cc + Cs = As fy - Cs
2Cs = Cc + As fy
Cs =
Jika ẏ lt (ts + tf) Pusat tarik profil
ӯ = ẏ ẏ
ẏ
lengan kopel terhadap pusat tarik
d1 = d ndash ӯ - (ẏ - ts)
d2 = d ndash ӯ + pusat tekan beton
kapasitas lentur positif nominal
ϕMn = 09 [ Cc ( d2 ) + Cs ( d1 ) ]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
52
Gambar 210 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan ẏ lt (ts + tf)
Jika (ts+ d) gt ẏ gt (ts + tf) Pusat tarik profil adalah
ӯ
ndash ẏ ẏ
ẏ
Lengan kopel terhadap gaya tarik
d1 = d ndash ӯ - tf
d2 = d ndash ӯ ndash tf - (ẏ - tf)
d3 = d ndash ӯ + pusat tekan beton
kapasitas lentur positif nominal
ϕMn = 09 [ Cc ( d3 ) + Csf ( d2 ) + Csw ( d1 ) ]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
53
Gambar 211 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan ẏ gt (ts + tf)
Dimana
As = Luas baja profil mm2
Afd = Luas floor deck mm2
Aefd = Luas efektif floor deck mm2
a Tinggidariluasantekanbetonmm
bE Lebarefektifbeton
C = Gaya tekan KN
Ċ = Titik berat floor deck mm
d = Tinggi baja profil mm
= Tegangan leleh baja profil
= Tegangan ultimate floor deck
hfd = Tinggi floor deck
ts = Tebal pelat lantai mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
54
Kapasitas momen lentur negative menurut SNI 17292015 dapat di tentukan dari
kapasitas momen nominal dari profil baja itu sendiri sebagai alternatif dapat
ditentukan kapasitas momen negatif dari distribusi plastis penampang komposit
untuk keadaan leleh asalkan menenuhi
- Balok baja adalah penampang kompak dan dibreising secara cukup
- Steel headed stud atau angkur kanal baja yang menyambungkan pelat ke
balok baja pada daerah momen negatif
- Tulangan pelat yang paralel pada balok baja di lebar efektif pelat
diperhitungkan dengan tepat
Nilai ultimate dari momen lentur negatif komposit adalah
Gaya tarik tulangan
Tsr = Asr fyr
Gaya tarik floor deck
Tfd = Afd fu
Gaya tarik total
T = Tsr + Tfd
Gaya tekan maximum profil baja
Cmax = As fy
Jika Cmax gt T maka titik berat berada pada profil baja
T + Ts = Cmax ndash Ts
2Ts = Cmax ndash T
Ts = (Cmax ndash T)
Jika sumbu netral jatuh di sayap maka
b t fy = Ts
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
55
Gambar 212 Diagram tegangan balok komposit momen negatif dengan ts gt ẏ gt (ts + tf)
tc =
Pusat gaya tekan
ӯ = ẏ ẏ
ẏ
Lengan kopel terhadap gaya tekan
d1 = d ndash ӯ ndash tc
d2 = d ndash ӯ + Ċ
d3 = d ndash ӯ + ts ndash selimut pelat - empty
Momen nominal
ϕMn = 09 [Mn1 + Mn2 + Mn3]
= Tsr d3 + Tfd d2 + t fy d1
Jika sumbu netral jatuh di web maka
h tw fy = Ts - Tf
hrsquo =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
56
Gambar 213 Diagram tegangan balok komposit momen negatif dengan ẏ gt (ts + tf)
Pusat gaya tekan
ӯ ndash
Lengan kopel terhadap gaya tekan
d1 = d ndash ӯ ndash tf - hrsquo
d2 = d ndash ӯ ndash tf
d3 = d ndash ӯ + Ċ
d4 = d ndash ӯ + ts ndash selimut pelat - empty
Momen nominal
ϕMn = 09 [Mn1 + Mn2 + Mn3 + Mn4]
= Tsr d4 + Tfd d3 + tf fy d2 + hrsquo tw fy d1
Kekuatan geser yang tersedia dari balok komposit dengan steel headed stud atau
angkur kanal baja harus ditentukan berdasarkan properti dari penampang baja
sendiri Kekuatan geser nominal satu angkur steel headed stud yang ditanam pada
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
57
suatu pelat beton solid atau pada suatu pelat komposit dengan dek harus ditentukan
sebagai berikut
Qn = 05 Asc lt Rg Rp Asc fu
Dimana
Asc = Luas penampang shear conector
fcrsquo = Kuat tekan beton
Ec = Modulus elastisitas beton
fu = kuat putus shear conektor
Rg = 10 untuk
a Satu angkur steel headed stud yang di las pada suatu rusuk
dek baja dengan dek yang diorientasikan tegak lurus terhadap
profil baja
b Sejumlah dari angkur steel headed stud di suatu lajurbaris
secara langsung terhadap profil baja
c Sejumlah dari angkur steel headed stud yang di las pada
suatu lajur sampai dek baja dengan dek diorientasikan paralel
terhadap profil baja dan rasio dari lebar rusuk rata-rata
terhadap kedalaman rusuk ge 15
085 untuk
a Dua angkur steel headed stud yang dilas pada suatu rusuk
dek baja dengan dek diorientasikan tegak lurus terhadap
profil baja
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
58
b Satu angkur steel headed stud yang di las melewati dek baja
dengan dek diorientasikan paralel terhadap profil baja dan
rasio dari lebar rusuk rata-rata terhadap kedalaman rusuk lt
15
07 untuk tiga atau lebih angkur steel headed stud yang dilas pada
suatu rusuk dek baja dengan dek yang diorientasikan tegak lurus
terhadap profil baja
Rp = 075 untuk
a Angkur steel headed stud yang dilas secara langsung pada
profil baja
b Angkur steel headed stud yang dilas pada suatu pelat komposit
dengan dek yang diorientasikan tegak lurus terhadap balok dan
emid-ht ge 2 in (50 mm) Angkur steel headed stud yang dilas
melewati dek baja atau lembaran baja yang digunakan sebagai
material pengisi gelagar dan ditanam pada suatu pelat
komposit dengan dek diorientasikan paralel terhadap balok
tersebut
06 untuk angkur steel headed stud yang di las pada suatu pelat
komposit dengan dek diorientasikan tegak lurus terhadap balok
dan emid-ht lt 2 in (50 mm)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
59
emid-ht = jarak dari tepi kaki angkur steel headed stud terhadap
badan dek baja diukur di tengahtinggi dari rusuk dek
dan pada arah tumpuan beban dari angkur steel headed
stud (dengan kata lain pada arah dari momen maksimum
untuk suatu balok yang ditumpu sederhana)
Tabel 223 Nilai untuk Rg dan Rp untuk setiap kasus Kapasitas untuk angkur steel headed stud
Kondisi Rg Rp
Tanpa dek 10 10 Dek diorientasi paralel terhadap profil baja
gt 15 lt 15
10
085
075
075
Dek diorientaskan tegak lurus terhadap profil
10
06
baja Jumlah dari angkur steel headed stud yangmemiliki rusuk dek yang sama
1 2 085 06
+3 atau lebih 07 06+
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015) Catatan Wr = lebar rata-rata dari rusuk atau voute beton hr = tinggi rusuk nominal untuk suatu angkur steel headed stud tunggal nilai ini dapat ditingkatkan sampai 075 bila emid-ht gt 51 mm
2227 Perencanaan Sambungan Las
Luas efektif dari suatu las sudut adalah panjang efektif dikalikan dengan throat
efektif Throat efektif dari suatu las sudut merupakan jarak terpendek (garis tinggi)
dari perpotongan kaki las ke muka las diagrammatik Suatu penambahan dalam
throat efektif diizinkan jika penetrasi konsisten di luar jarak terpendek (garis tinggi)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
60
dari perpotongan kaki las ke muka las diagrammatik yang dibuktikan melalui
pengujian dengan menggunakan proses produksi dan variabel prosedur Untuk las
sudut dalam lubang dan slot panjang efektif harus panjang dari sumbu las
sepanjang pusat bidang yang melalui throat Pada kasus las sudut yang
beroverlap luas efektif tidak boleh melebihi luas penampang nominal dari lubang
atau slot dalam bidang permukaan lekatan (SNI 17292015)
Sumber httpwwwtwi-globalcomtechnical-knowledgejob-knowledgedesign-part-2-091
Gambar 214 Tebal efektif las sudut Ukuran minimum las sudut menurut SNI 17292015 harus tidak kurang dari ukuran
yang diperlukan untuk menyalurkan gaya yang dihitung atau ukuran seperti yang
tertera dalam Tabel 223 Ukuran maksimum dari las sudut dari bagian-bagian yang
tersambung harus
a Sepanjang tepi material dengan ketebalan kurang dari frac14 in (6 mm) tidak
lebih besar dari ketebalan material
b Sepanjang tepi material dengan ketebalan frac14 in (6 mm) atau lebih tidak
lebih besar dari ketebalan material dikurangi 116 in (2 mm) kecuali las
yang secara khusus diperlihatkan pada gambar pelaksanaan untuk
memperoleh ketebalan throat-penuh Untuk kondisi las yang sudah jadi
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
61
jarak antara tepi logam dasar dan ujung kaki las boleh kurang dari 116 in
(2 mm) bila ukuran las secara jelas dapat diverifikasi
Tabel 224 Tebal minimum las sudut
Ketebalan Material dari Bagian Paling Tipis yang Tersambung in (mm)
Ukuran Minimum Las Sudut[a] in (mm)
Sampai dengan frac14 (6) 18 (3) Lebih besar dari frac14 (6) sampai dengan frac12 (13) 316 (5)
Lebih besar dari frac12 (13) sampai dengan frac34 (19) frac14 (6) Lebih besar dari frac34 (19) 516 (8)
[a] Dimensi kaki las sudut Las pas tunggal harus digunakan Catatan Lihat Pasal J22b untuk ukuran maksimum las sudut
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015)
Panjang minimum dari las sudut yang dirancang berdasarkan kekuatan tidak boleh
kurang dari empat kali ukuran las nominal atau ukuran lain dari las harus
diperhitungkan tidak melebihi frac14 dari panjangnya Jika las sudut longitudinal saja
digunakan pada sambungan ujung dari komponen struktur tarik tulangan-rata
panjang dari setiap las sudut tidak boleh kurang dari jarak tegak lurus antaranya
Gambar 215 Panjang las longitudinal
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
62
Kekuatan desain ϕRn yang dilas harus merupakan nilai terendah dari kekuatan
material dasar yang ditentukan menurut keadaan batas dari keruntuhan tarik dan
keruntuhan geser dan kekuatan logam las yang ditentukan menurut keadaan batas
dari keruntuhan berikut ini
Untuk logam dasar
ϕRn = 075 fn BM ABM
Untuk logam las
ϕRn = 075 fne AWE
Dimana
fn BM = tegangan nominal dari logam dasar ksi (MPa)
fne = tegangan nominal dari logam las ksi (MPa)
ABM = luas penampang logam dasar in2 (mm2)
AWE = luas efektif las in2 (mm2)
kelompok las linear dengan suatu ukuran kaki yang seragam dibebani
melalui titik berat
ϕRn = 075 fne AWE
dan
fne = 060 fEXX ( 1 + 05sin15 θ )
dimana
fEXX = kekuatan klasifikasi logam pengisi ksi (MPa)
θ = sudut pembebanan yang diukur dari sumbu longitudinal las derajat
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
63
Kekuatan sambungan las pada sambungan pemikul momen adalah
ϕMn = sum ϕPlas d
Dimana
ϕMn = Kekuatan nominal sambungan las terhadap momen
ϕPlas = Gaya las terkoreksi
d = Lengan kopel terhadap garis netral
Gambar 216 Momen plastis siklik pada sambungan pemikul momen
2228 Perencanaan Sambungan Baut
Semua baut kekuatan-tinggi yang disyaratkan pada gambar desain yang digunakan
dalam pra-tarik atau joint kritis-slip harus dikencangkan dengan suatu ketegangan
baut tidak kurang dari yang diberikan dalam Tabel 224 kuat tarik nominal dan
kuat geser nominal pada sambungan tipe tumpu diberikan dalam tabel 225 dan
ukuran lubang maksimum untuk baut diberikan dalam Tabel 226 Jarak antara
pusat-pusat standar ukuran-berlebih atau lubang-lubang slot tidak boleh kurang
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
64
dari 2 23 kali diameter nominal d dari pengencang suatu jarak 3d yang lebih
disukai Jarak dari pusat lubang standar ke suatu tepi dari suatu bagian yang
disambung pada setiap arah tidak boleh kurang dari nilai yang berlaku dari Tabel
227 Jarak maksimum dari pusat setiap baut ke tepi terdekat dari bagian-bagian
dalam kontak harus 12 kali ketebalan dari bagian yang disambung akibat
perhitungan tetapi tidak boleh melebihi 6 in (150 mm) (SNI 17292015) Spasi
longitudinal pengencang antara elemen-elemen yang terdiri dari suatu pelat dan
suatu profil atau dua pelat pada kontak menerus harus sebagai berkut
1 Untuk komponen struktur dicat atau komponen struktur tidak dicat yang
tidak menahan korosi spasi tersebut tidak boleh melebihi 24 kali ketebalan
dari bagian tertipis atau 12 in (305 mm)
2 Untuk komponen struktur tidak dicat dari baja yang berhubungan dengan
cuaca yang menahan korosi atmospheric spasi tidak boleh melebihi 14 kali
ketebalan dari bagian tertipis atau 7 in (180 mm)
Catatan Dimensi pada (a) dan (b) tidak berlaku untuk elemen-elemen yang terdiri
dari dua profil dalam kontak menerus
Tabel 225 Pratarik baut minimum kN
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015)
Ukuran Baut mm Baut A325M Baut A490MM16 91 114 M20 142 179 M22 176 221 M24 205 257 M27 267 334 M30 326 408 M36 475 595
Sama dengan 070 dikalikan kekuatan tarik minimum baut dibulatkan mendekati kN seperti disyaratkan dalam spesifikasi untuk baut ASTM A325M dan A490M dengan ulir UNC
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
65
Kekuatan tarik atau geser desain dari suatu baut snug-tightened atau baut kekuatan-
tinggi pra-tarik atau bagian berulir harus ditentukan sesuai dengan keadaan batas
dari keruntuhan tarik dan keruntuhan geser sebagai berikut
ϕRn = 075 fn AB
Dimana
AB = Luas penampang baut
fn = kuat nominal baut terhadap tarik (fnt) atau geser (fnv) (tabel 225)
Kekuatan tarik yang tersedia dari baut yang menahan kombinasi gaya tarik dan
geser harus ditentukan sesuai dengan keadaan batas dari keruntuhan geser sebagai
berikut
ϕRn = 075 fnrsquo AB
dan
fnrsquo = 13 fnt -
frv lt fnt
dimana
fnrsquo = tegangan tarik nominal yang dimodifikasi mencakup efek tegangan
geser ksi (MPa)
fnt = tegangan tarik nominal dari Tabel 225 ksi (MPa)
fnv = tegangan geser dari Tabel 225 ksi (MPa)
frv = tegangan geser yang diperlukan ksi (MPa)
Tegangan geser yang tersedia dari sarana penyambung sama dengan atau melebihi
tegangan geser yang diperlukanfrv
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
66
Catatan Catatan bahwa bila tegangan yang diperlukan f baik geser atau tarik
yang kurang dari atau sama dengan 30 persen dari tegangan yang tersedia yang
sesuai efek kombinasi tegangan tidak perlu diperiksa
Tabel 226 Kekuatan nominal pengencang dan bagian yang berulir ksi (MPa)
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015) Tabel 227 Dimensi Lubang Nominal mm
Diameter
Baut
Dimensi LubangStandar
(Diameter)Ukuran-lebih
(Diameter)Slot-Pendek
(Lebar x Panjang)Slot-Panjang
(Lebar x Panjang)M16 18 20 18 x 22 18 x 40M20 22 24 22 x 26 22 x 50M22 24 28 24 x 30 24 x 55M24 27[a] 30 27 x 32 27 x 60M27 30 35 30 x 37 30 x 67M30 33 38 33 x 40 33 x 75ge M36 d + 3 d + 8 (d + 3) x (d + 10) (d + 3) x 25d
[a] Izin yang diberikan memungkinkan penggunaan baut 1 in jika diinginkan (Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015)
Deskripsi Pengencang Kekuatan Tarik
Nominal Fnt ksi (MPa)[a]
Kekuatan Geser Nominal dalam Sambungan Tipe-
Tumpu Fnv ksi (MPa)[b]
Baut A307 45 (310) 27 (188) [c][d]
Baut group A (misal A325) bila ulir tidak dikecualikan dari bidang geser
90 (620) 54 (372)
Baut group A (misal A325) bila ulir tidak termasuk dari bidang geser
90 (620) 68 (457)
Baut A490 atau A490M bila ulir tidak dikecualikan dari bidang geser
113 (780) 68 (457)
Baut A490 atau A490M bila ulir tidak termasuk dari bidang geser
113 (780) 84 (579)
Bagian berulir yang memenuhi persyaratan Pasal A34 bila ulir tidak dikecualikan dari bidang geser
075 Fu 0450 Fu
Bagian berulir yang memenuhi persyaratan Pasal A34 bila ulir tidak termasuk dari bidang geser
075 Fu 0563 Fu
[a]untuk baut kekuatan tinggi yang menahan beban fatik tarik[b]Untuk ujung sambungan yang dibebani dengan panjang pola pengencang lebih besar dari 38 in (965 mm) Fnv harus direduksi sampai 833 dari nilai tabulasi Panjang pola pengencang merupakan jarak maksimum sejajar dengan garis gaya antara sumbu baut-baut yang menyambungkan dua bagian dengan satu permukaan lekatan [c]Untuk baut A307 nilai yang ditabulasikan harus direduksi sebesar 1 persen untuk setiap 116 in (2 mm) di atas diameter 5 dari panjang pada pegangangrip tersebut [d]Ulir diizinkan pada bidang geser
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
67
(a) Sambungan tidak diperkaku (b) Sambungan diperkaku (c) Sambungan diperkaku + pengaku kolom
Tabel 228 Jarak tepi minimum dari pusat lubang standar ke tepi dari bagian
yang disambung
Diameter Baut (mm) Jarak Tepi Minimum 16 22 20 26 22 28 24 30 27 34 30 38 36 46
Di atas 36 125d [a]Jika diperlukan jarak tepi terkecil diizinkan asalkan ketentuan yang sesuai Pasal J310 dan J4 dipenuhi tetapi jarak tepi yang kurang dari satu diameter baut tidak diizinkan tanpa persetujuan dari Insinyur yang memiliki izin bekerja sebagai perencana [b]Untuk ukuran-berlebih atau lubang-lubang slot lihat Tabel J35M
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015)
Beberapa aplikasi dari sambungan baut adalah sambungan pemikul momen dan
sambungan geser Prinsip dasar dari sambungan baut adalah baut menahan gaya
geser dan gaya tarik
1 Sambungan pemikul momen
Gambar 217 Sambungan pemikul momen menurut AISC 2003
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
68
Gambar 219 Menentukan Muc
Perencanaan sambungan baut untuk balok kolom lebih kuat dari profil yang
disambung untuk menghindari prilaku sambungan yg runtuh getas Momen
rencana untuk sambungan adalah
- Sambungan tidak diperkaku
Muc = Mp + Vu (k) k terkecil dari d atau 3b
- Sambungan diperkaku
Muc = Mp + Vu (Lst + tp)
Gambar 218 Lokasi sendi plastis
Lst =
Gambar 220 Geometri sambungan end-plate
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
69
Sambungan end-plate pada umum nya mempunya 2 buat setiap baris jika dibebani
sampai kondisi ultimate maka reaksi setiap baut adalah 2Pt kapasitas sambungan
tanpa efek prying maka momen kapasitas sambungan adalah jumlah kumulatif
statis momen gaya reaksi baut tarik 2Pt terhadap titik resultan desak di pusat berat
pelat sayap profil (Dewobroto 2016) Kuat sambungan berdasarkan baut tanpa efek
prying adalah
ϕMnp = 2 ϕPt sum
= 2 ϕPt sum (h0 + h1 + h3 hellip hi)
Dimana
Mnp = kapasitas sambungan end-plate didasarkan pada kuat tarik tanpa
efek prying
Pt = gaya reaksi tarik baut
Gambar 221 Momen kopel baut tarik terhadap sayap tekan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
70
Tabel 229 Kapasitas sambungan end-pelat menurut AISC 2003
No Kapasitas Sambungan
1
Konfigurasi 4 baut tanpa pengaku
2
Konfigurasi 4 baut dengan pengaku
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
71
Tabel 229 Kapasitas sambungan end-pelat menurut AISC 2003 (lanjutan)
No Kapasitas Sambungan
3
Konfigurasi 6 baut tanpa pengaku
4
Konfigurasi 8 baut tanpa pengaku
Sumber Extended end-plateed moment connections seismic and wind applications AISC 2003
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
72
2 Sambungan Geser
Gambar 222 Sambungan balok anak ke balok induk
Perencanaan sambungan baut untuk geser juga harus lebih kuat dari profil yang
disambung untuk menghindari prilaku sambungan yg runtuh getas Gaya geser
rencana untuk sambungan adalah gaya geser ultimate balok anak sehingga
jumlah baut yg diperlukan adalah
=
Dimana
= kuat geser nominal profil
= kuat geser minimum baut
223 Disain untuk stabilitas
Stabilitas harus disediakan untuk struktur secara keseluruhan dan untuk setiap
elemennya Efek terhadap stabilitas struktur dan elemen-elemennya harus
memperhitungkan hal-hal berikut
1 lentur geser dan deformasi komponen struktur aksial dan semua deformasi
lainnya yang memberi kontribusi terhadap perpindahan struktur
2 efek orde-kedua (kedua efek P-∆ dan P-δ)
3 ketidaksempurnaan geometri
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
73
4 reduksi kekakuan akibat inelastisitas
5 ketidakpastian dalam kekakuan dan kekuatan Semua efek yang bergantung
beban harus dihitung di level pembebanan sesuai dengan kombinasi beban
Direct Analysis Method (DAM) dibuat untuk mengatasi keterbatasan Effective
Length Method (ELM) yang merupakan strategi penyederhanaan analisis cara
manual Akurasi DAM dapat diandalkan karena memakai komputer dan
mempersyaratkan program analisis struktur yang dipakai seperti
1 Dapat memperhitungkan deformasi komponen-komponen struktur dan
sambungannya yang mempengaruhi deformasi struktur keseluruhan
Deformasi komponen yang dimaksud berupa deformasi akibat lentur aksial
dan geser Persyaratan ini cukup mudah hampir sebagian besar program
komputer analisa struktur berbasis metoda matrik kekakuan apalagi
lsquometoda elemen hinggarsquo yang merupakan algoritma dasar ana-lisa struktur
berbasis komputer sudah memasukkan pengaruh deformasi pada elemen
formulasinya (Dewobroto 2013)
2 Pengaruh Orde ke-2 (P-Δ amp P-δ) Program komputer yang dapat
menghitung gaya-gaya batang dengan analisa struktur orde ke-2 yang
mempertimbangkan pengaruh P-Δ dan P-δ adalah sangat penting dan
menentukan Umumnya program komputer komersil bisa melakukan
analisa struktur orde ke-2 meskipun kadangkala hasilnya bisa berbeda satu
dengan lain-nya Oleh karena itu diperlukan verifikasi terhadap kemam-
puan program komputer yang dipakai Ketidaksempurnaan terjadi ketika
program ternyata hanya mampu memperhi-tungkan pengaruh P-Δ saja
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
74
tetapi tidak P-δ Adapun yang dimaksud P-Δ adalah pengaruh pembebanan
akibat terjadinya perpindahan titik-titik nodal elemen sedangkan P-δ adalah
pengaruh pembebanan akibat deformasi di elemen (di antara dua titik nodal)
(Dewobroto 2013) seperti terlihat pada Gambar 28 di bawah
Gambar 223 Pengaruh Orde ke-2 (AISC 2010)
3 Perhitungan stabilitas struktur modern didasarkan anggapan bah-a
perhitungan gaya-gaya batang diperoleh dari analisa struktur elastik orde-2
yang memenuhi kondisi keseimbangan setelah pembebanan yaitu setelah
deformasi Ketidak-sempurnaan atau cacat dari elemen struktur seperti
ketidaklurusan batang akibat proses fabrikasi atau konsekuensi adanya
toleransi pelaksanaan lapangan akan menghasilkan apa yang disebut efek
destabilizing Adanya cacat bawaan (initial imperfection) yang
mengakibatkan efek destablizing dalam Direct Analysis Method (DAM)
dapat diselesaikan dengan dua cara yaitu [1] cara pemodelan langsung cacat
pada geometri model yang dianalisis atau [2] memberikan beban notional
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
75
(beban lateral ekivalen) dari sebagian prosentasi beban gravitasi (vertikal)
yang bekerja Cara pemodelan langsung dapat diberikan pada titik nodal
batang yang digeser untuk sejumlah tertentu perpindahan yang besarnya
diambil dari toleransi maksimum yang diperbolehkan dalam perencanaan
maupun pelaksanaan Pola penggeseran titik nodal pada pemodelan
langsung harus dibuat sedemikian rupa sehingga memberikan efek
destabilizing terbesar Pola yang dipilih dapat mengikuti pola lendutan hasil
pembebanan atau pola tekuk yang mungkin terjadi Beban notional
merupakan beban lateral yang diberikan pada titik nodal di semua level
berdasarkan prosentasi beban vertikal yang bekerja di level tersebut dan
diberikan pada sistem struktur penahanbeban gravitasi melalui rangka atau
kolom vertikal atau dinding sebagai simulasi pengaruh adanya cacat
bawaan (initial imperfection)Beban notional harus ditambahkan bersama-
sama beban lateral lain juga pada semua kombinasi kecuali kasus tertentu
yang memenuhi kriteria pada Section C22b(1) (SNI 1729 2015) Besarnya
beban notional adalah
Ni = 0002 α Yi
Dimana
α = 16 untuk metode tegangan izin dan 10 untuk metode ultimit
Ni = Beban notional yang digunakan pada level i
Yi = Beban grafitasi yang digunakan pada level i
Nilai 0002 mewakili nilai nominal rasio kemiringan tingkat (story out of
plumbness) sebesar 1500 yang mengacu AISC Code of Standard Practice
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
76
Jika struktur aktual ternyata punya kemiringan tingkat berbeda lebih besar
tentunya maka nilai tersebut tentunya perlu ditinjau ulang Beban notional
pada level tersebut nantinya akan didistribusikan seperti halnya beban
gravitasi tetapi pada arah lateral yang dapat menimbulkan efek
destabilizing terbesar Jadi perlu beberapa tinjauanPada bangunan gedung
jika kombinasi beban belum memasukkan efek lateral maka beban notional
diberikan dalam dua arah alternatif ortogonal masing-masing pada arah
positip dan arah negatif yang sama untuk setiap level Sedangkan untuk
kombinasi dengan beban lateral maka beban notional diberikan pada arah
sama dengan arah resultan kombinasi beban lateral pada level tersebut Jadi
penempatan notional load diatur sedemikian rupa agar jangan sampai hasil
akhir kombinasinya akan lebih ringan Bukankah notional load adalah
untuk memodelkan ketidaksempurnaan (Dewobroto 2015)
Adanya leleh setempat (partial yielding) akibat tegangan sisa pada profil
baja (hot rolled atau welded) akan menyebabkan pelemahan kekuatan saat
mendekati kondisi batasnya Kondisi tersebut pada akhirnya menghasilkan
efek destabilizing seperti yang terjadi akibat adanya geometry imperfection
Kondisi tersebut pada Direct Analysis Method (DAM) akan diatasi dengan
penyesuaian kekakuan struktur yaitu memberikan faktor reduksi kekakuan
Nilainya diperoleh dengan cara kalibrasi dengan membandingkannya
dengan analisa distribusi plastisitas maupun hasil uji test empiris (Galambos
1998) Faktor reduksi kekakuan EI=08τbEI dan EA=08EA dipilih DAM
dengan dua alasan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
77
Pertama Portal dengan elemen langsing yang kondisi batasnya ditentukan
oleh stabilitas elastis maka faktor 08 pada kekakuan dapat
menghasilkan kuat batas sistem sebesar 08 times kuat tekuk
elastisHal ini ekivalen dengan batas aman yang ditetapkan pada
perencanaan kolom langsing memakai Efective Length Method
persamaan E3-3 (SNI 1729 2015) yaitu φPn = 09 (0877 Pe) =
079 Pe
Kedua Portal dengan elemen kaku stocky dan sedang faktor
08τb dipakai memperhitungkan adanya pelemahan (softening)
akibat kombinasi aksial tekan dan momen lentur Jadi kebetulan
jika ternyata faktor reduksi kolom langsing dan kolom kaku
nilainya saling mendekati atau sama Untuk itu satu faktor reduksi
sebesar 08τb dipakai bersama untuk semua nilai kelangsingan
batang (SNI 1729 2015 C23(1)) (Dewobroto 2015)
Faktor τb mirip dengan reduksi kekakuan inelastis kolom akibat hilangnya
kekakuan batang Untuk kondisi Pr le 05Py dimana Pr= adalah gaya tekan
perlu hasil kombinasi LRFD
τb = 1
Jika gaya tekannya besar yaitu Pr gt 05Py maka
τb = 4 [ 1 - ]
Pemakaian reduksi kekakuan hanya berlaku untuk memperhitungkan
kondisi batas kekuatan dan stabilitas struktur baja dan tidak digunakan pada
perhitungan drift (pergeseran) lendutan vibrasi dan penentuan periode
getar Untuk kemudahan pada kasus τb = 1 reduksi EI dan EA dapat
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
78
diberikan dengan cara memodifikasi nilai E dalam analisis Tetapi jika
komputer program bekerja semi otomatis perlu diperhatikan bahwa reduksi
E hanya diterapkan pada 2nd order analysis Adapun nilai modulus elastis
untuk perhitungan kuat nominal penampang tidak boleh dikurangi seperti
misal saat perhitungan tekuk torsi lateral pada balok tanpa tumpuan lateral
(Dewobroto 2015) Bebanan notional dapat juga dipakai untuk antisipasi
pelemahan kekakuan lentur τb akibat kondisi inelastic adanya tegangan
residu Strategi ini cocok untuk menyederhanakan perhitungan DAM pada
batang dengan gaya tekan besar αPr gt 05Py dimana nilai τb lt 10 Jika
strategi ini akan dipakai maka τb = 10 dan diberikan beban notional
tambahan sebesar
Ni = 0001 α Yi
Dimana
α = 16 untuk metode tegangan izin dan 10 untuk metode ultimit
Ni = Beban notional yang digunakan pada level i
Yi = Beban grafitasi yang digunakan pada level i
Beban tersebut diberikan sekaligus bersama beban notional yang
merepresentasikan cacat geometri bawaan (initial imperfection) karena
sifatnya memperbesar maka beban notional akhir menjadi Ni=0003Yi
sedangkan τb = 10 untuk semua kombinasi beban (Dewobroto 2015)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
79
BAB III
METODE PENELITIAN
31 Persiapan
Tahap ini merupakan rangkaian kegiatan sebelum melakukan pengumpulan
dan pengolahan data Tahap ini meliputi kegiatan-kegiatan sebagai berikut
1 Menentukan judul Tugas Akhir
2 Pembuatan proposal Tugas Akhir
3 Studi pustaka terhadap materi sebagai garis besar
32 Bagan Alir
MULAI
PENGUMPULAN DATA
STUDI LITERATUR
TAHAP DESAIN DATA
Perhitungan beban mati
Perhitungan beban hidup
Perhitungan beban angin
Perhitungan beban gempa
PENGOLAHAN DATA
A Pradimensi dan kontrol struktur sekunder B Analisa struktur primer dengan bantuan etabs 2015
(efek P-∆ dan P-δ) dan kontrol manual C Disain sambungan balok kolom dan sambungan
balok balok
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
80
Gambar 31 Diagram Alir Penelitian
321 Mulai
322 Pengumpulan Data
Pengumpulan data data yang di gunakan dalam perencanaan struktur baja
seperti profil yang di gunakan kuat tarik baja yang tersedia dan kuat tekan beton
rencana
323 Studi Literatur
Studi literatur bermula dari pengumpulan teori-teori yang berhubungan
dengan disain baja dan system rangka baja pemikul momen khusus Selain itu
dikumpulkan juga data-data yang berhubungan dengan tugas akhir ini seperti data
pembebanan gedung yang diambil dari peraturan pembebanan untuk gedung 1983
HASIL DAN PEMBAHASAN
Dimensi struktur sekunder Dimensi struktur primer Rencana Sambungan
SELESAI
KESIMPULAN DAN SARAN
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
81
dan rumus-rumus yang akan digunakan dalam perhitungan berdasarkan metode
Load and Resistance Factor Design (LRFD)
324 Tahap Desain Data
Pada tahap desain data hal pertama yang dikerjakan adalah menghitung
pembebanan pada struktur sekunder Perhitungan pembebanan berdasarkan
PPURG 1983 Beban-beban yang bekerja hanya beban mati dan beban hidup
Struktur sekunder meliputi pelar metal deck pelat baja gording dan tangga
Setelah perhitungan pembebanan selesai tahap selanjutnya adalah
melakukan pradimensi ketebalan pada pelat dan pradimensi profil pada gording dan
tangga Kemudian hasil pradimensi akan dikontrol apakah dimensi yang di
asumsikan sudah memenuhi syarat atau belum sesuai dengan besarnya gaya-gaya
dalam yang bekerja pada masing masing struktur sekunder tersebut Jika sudah
memenuhi syarat maka reaksi dari masing masing struktur sekunder tersebut akan
di jadikan beban pada struktur primer Struktur primer yang sudah di pradimensi
akan di analisa dengan menggunakan kombinasi kombinasi beban mati beban hidup
dan beban gempa dengan bantuan software etabs 2015 Selanjutkan output dari
etabs berupa momen lentur gaya lintang dan gaya normal pada masing masing
balok dan kolom akan di kontrol secara manual dengan metode LRFD yang
mengacu kepada SNI 1729 2015
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
82
325 Pengolahan Data
325a Analisa Struktur Manual Dengan Metode LRFD
Pada tahap analisa struktur manual dengan metode LRFD bagian yang akan
dianalisa adalah mengontrol momen lentur dan gaya geser yang terjadi pada balok
komposit Pada kolom di kontrol kombinasi gaya tekan dan lentur dua arah serta
gaya geser Lalu selanjutnya adalah melakukan kontrol terhadap pradimensi apakah
sudah memenuhi syarat atau belum
325b Analisa sambungan balok kolom
Analisa sambungan dilakukan untuk mendapatkan jumlah baut tebal pelat
penyambung tebal las pada Balok dan kolom analisa sambungan pemikul momen
menggunakan momen plastis penampang sebagai momen ultimit sehingga
kekuatan sambungan sama dengan atau lebih besar dari kekuatan profil sedangkan
pada sambungan sendi digunakan gaya geser ultimate sebagai gaya geser rencana
326 Hasil dan Pembahasan
Dimensi struktur sekunder dan dimensi struktur primer yang memenuhi
syarat keamanan dan kenyamanan Rekapitulasi stress ratio pada balok komposit
dan kolom yang ada di struktur primer Stress ratio sendiri adalah perbandingan
gaya terfaktor dibagi dengan gaya terkoreksi yang artinya jika stress ratio lebih
besar dari satu (1) maka struktur dinyatakan tidak memenuhi syarat keamanan
327 Kesimpulan dan Saran
328 Selesai
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
83
BAB IV
HASIL DAN PEMBAHASAN
41 Disain Struktur Sekunder
411 Pelat Floor deck
Gambar 41 Tributari area elevasi +580 m
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat sendiri pelat 012 x 1 x 2400 = 288 kgm
Berat spesi 002 x 1 x 2100 = 42 kgm
Berat keramik 001 x 1 x 2400 = 24 kgm +
qdl = 354 kgm
2 Beban hidup (life load)
Berdasarkan PPPURG 1987 beban hidup untuk lantai pabrik 400 kgm2
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
84
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 354 = 4956 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 354 + 16 x 400 = 10648 kgm
sehingga digunakan qu = 10648 kgm
B Dimensi Floor Deck
Berdasarkan SNI ndash 03 ndash 2847 ndash 2002 pasal 103 didapat momen positif
maximum untuk pelat satu arah adalah
Gambar 42 Distribusi momen untuk pelat satu arah
=
=
= 30422 kg m
Dicoba smartdeck BMT 07 mm
Gambar 43 Diagram tegangan momen kopel (positif) floor deck
d = h ndash c = 120 ndash 255 = 945 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
85
a =
=
= 239867 mm
ϕMn = 08 As fy ( d- )
ϕMn = 08 x 92676 x 550 ( 945 -
)
ϕMn = 33644 kg m gt Mu = 30422 kg m ( OK )
C Dimensi Wiremesh
Berdasarkan SNI ndash 03 ndash 2847 ndash 2002 pasal 103 didapat momen negatif
maximum untuk pelat satu arah adalah
=
=
= 42592 kg m
Dicoba wiremesh M-8 ( AST = 33493 mm2 )
Gambar 44 Diagram tegangan momen kopel (negatif) floor deck
d = h - selimut ndash 05 ϕ = 120 ndash 20 ndash 05 x 8 = 96
a =
=
= 1083 mm
ϕMn = 08 As fy ( d- )
ϕMn = 08 x 33493 x 400 ( 96 -
)
ϕMn = 970955 kg m gt Mu = 42592 kg m ( OK )
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
86
412 Balok Anak Pelat Floor Deck
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat floof deck = 2 x 354 = 708 kgm
Berat WF 300 x 150 x 55 x 8 = 32 = 32 kgm +
qdl = 740 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup pelat = 2 x 400 = 800 kgm
qll = 800 kgm
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 740 = 1036 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 740 + 16 x 800 = 2168 kgm
sehingga digunakan qu = 2168 kgm
B Momen ultimate
MMAX = qu l2
MMAX = 2168 x 82
MMAX = 17344 kg m
C Kontrol momen
- menentukan lebar efektif pelat beton
1 be lt
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
87
be lt
be lt 1
2 be lt bo
be lt 1
sehingga digunakan be = 1 meter
akibat adanya lubang pada floor deck maka digunakan bekivalen
bekivalen =
=
= 810 mm
- Menentukan nilai n
Ebeton = 4700 = 4700 radic25 = 23500
Ebaja = 200000
n = = = 851
- Menentukan lebar transformasi penampang beton
=
= 951 cm
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Pelat Beton 11412 6 68472 Floor Deck 1867 945 17643 Profil WF 3766 245 92267
sum 17045 sum 178382
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
88
ẏ = sum
sum =
= 1046 cm
Titik berat berada di pelat beton
a =
=
= 4938 mm
d1 = 05hprofil + tpelat = 125 + 120 = 245 mm
d2 = hprofil ndash ċ = 120 ndash 1713 = 10287
ϕMn = 09 As fy ( d1- )
ϕMn = 09 x [ 3766 x 240 x ( 245 -
) +118843 550 ( 10287 -
) ]
ϕMn = 1792124 + 102396
ϕMn = 189452 kg m gt Mu = 17344 kg m ( OK )
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
89
D Dimensi Penghubung Geser (Shear Conector)
Gaya horizontal akibat aksi komposit penuh
Vh = 085 a b = 085 x 4938 x 1000 x 25 = 1049325 N
Digunakan Stud connector ⅝rdquo luas satu buah stud connector adalah
Asc = d2 = 158752 =19801 mm2
Kuat geser satu buah shear connector
Qn = 05 Asc lt Rg Rp Asc fu
Qn = 05 x 19801 x radic25 23500 lt 085 x 075 x 19801 x 550
Qn = 7588676 N lt 69427
Jumlah shear connector yang di butuhkan
N = = = 151 ~ 16 buah untuk setengah bentang
Total kebutuhan shear connector adalah 32 buah untuk semua bentang Jika
dipasang dua buah shear connector pada setiap penampang melintang maka
jarak shear connector adalah
S = = 500 mm
Smin = 6d = 6 x 15875 = 9525 mm
Smax = 8t = 8 x 120 = 960 mm
Strans = 4d = 4 x 15875 = 635 mm
Sehingga digunakan shear connector 2 x (⅝rdquo x 65 cm) dengan jarak 20 cm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
90
E Kontrol Geser
Menghitung gaya geser ultimate
Vu = qu l = x 2168 x 8 = 8672 kg
Menghitung gaya geser nominal
ϕVn = 09 (06 fy) h tw
ϕVn = 09 x 06 x 240 x 264 x 55
ϕVn = 20243 kg gt Vu = 8672 kg (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
91
413 Pelat Chekered
Gambar 45 Tributari area elevasi +1070 m
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat pelat 45 mm = 00045 x 1 x 7850 = 35325 kgm
2 Beban hidup (life load)
Berdasarkan PPPURG 1987 beban hidup untuk lantai pabrik 400 kgm2
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 35325 = 49455 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 35325 + 16 x 400 = 68239 kgm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
92
sehingga digunakan qu = 68239 kgm
B Momen Maximum
Berdasarkan SNI ndash 03 ndash 2847 ndash 2002 pasal 103 didapat momen maximum
untuk pelat satu arah adalah
Gambar 46 Distribusi momen untuk pelat satu arah
=
=
= 2557 kg m
C Momen Nominal
ϕMn = 09 zx fy
= 09 x ( b d2 ) x fy
= 09 x ( 1000 x 452 ) x 240
= 10935 kg m gt Mu = 2557 kg m OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
93
414 Siku Pengaku Pelat Lantai Chekred
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat pelat 45 mm = 00045 x 06 x 7850 = 21195 kgm
Berat L 70 x 70 x 6 = 638 = 638 kgm +
= 27575 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup pelat = 06 x 400 = 240 kgm
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 27575 = 35805 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 27575 + 16 x 240 = 41469 kgm
sehingga digunakan qu = 41469 kgm
B Momen Maximum
=
=
= 7465 kg m
C Momen Nominal
My = sx fy
= 7330 x 240
= 17592 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
94
Me =
=
= 13524 kg m
Me gt My
Mn = [ 192 ndash 117 ] Me lt 15 My
= [ 192 ndash 117
] My lt 15 My
= 1498 My lt 15 My
ϕMn = 09 x 1498 x My
= 09 x 1498 x 17592
= 23717 kg m gt Mu = 7465 kg m OK
C Geser Nominal
lt 11
lt 11
1 lt 34785 ~gt cv = 1
ϕVn = 09 06 Aw fy cv
= 09 x 06 x 70 x 7 x 240 x 1
= 63504 kg gt Vu = (05 x l x qu = 2488 kg)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
95
415 Balok Anak Pelat Chekered
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat L 70 x 70 x 6 = 638 x 12 x 13 = 99528 kg
Berat ekivalen siku = =
= 12441 kgm
Berat pelat 45 mm = 00045 x 12 x 7850 = 42390 kgm
Berat WF 200 x 150 x 6 x 9 = 30600 = 30600 kgm
Berat L 70 x 70 x 6 = 12441 = 12441 kgm +
= 85431 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup pelat = 12 x 400 = 480 kgm
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 85431 = 11960 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 76131 + 16 x 480 = 87052 kgm
sehingga digunakan qu = 87052 kgm
B Momen Maximum
=
=
= 696414 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
96
C Menentukan momen nominal
Lp = = radic
36 = 18357 cm
L lt Lp
Mp = zx fy
= [(btf(h-tf)) + 05(h-2tf)2tw)] fy
= [(150 x 9 x (200 ndash 9)) + 05(200 ndash 2 x 9)2 x 6)] x 240
= 857332 kg m
ϕMn = 09 Mp
= 09 x 857332
= 771599 kg m gt Mu = 696414 kg m OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
97
416 Gording
Gambar 47 Rencana atap elevasi +1250 m dan +3550 m
Jarak antara Gording = 14 meter
Panjang gording = 6 meter
Sudut kemiringan atap = 10o
Berat atap (BMT 045) = 657 kgm2
Isolation rockwool = 25 kgm2
Profil gording = CNP 150 x 50 x 20 x 32 = 7 kgm
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat isolation rockwool = 14 x 25 = 35 kgm
Berat atap = 14 x 657 = 92 kgm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
98
Berat gording = 70 = 70 kgm +
qdl = 512 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup di tengah gording = 100 kg
3 Beban angin
Gambar 48 Kecepatan angin
Kecepatan angin maximum adalah 35 KNOT yaitu 6482 kmjam ( 18 ms )
P = = = 2026 kgm2
Tekanan angin minimum di laut dan di tepi laut sampai sejauh 5 km dari pantai
diambil minimum 40 kgm2 Sehingga digunakan tekanan angin 40 kgm2
Koefisien angin tekan = 002α - 04 = 002 (10) - 04 = - 02
Koefisien angin hisap = - 04
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
99
qtekan = -02 x 40 = 8 kgm2
qhisap = -04 x 70 = 16 kgm2
B Menghitung momen momen pada gording
1 akibat beban mati
Mx = qdl cosα = 512 x cos10 x 62 = 226899 kg m
My = qdl sinα = 512 x sin10 x 22 = 445 kg m
2 akibat beban hidup
Mx = P cosα lx = 100 x cos10 x 6 = 147721 kg m
My = P sinα ly = 100 x sin10 x 2 = 8682 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
100
3 akibat beban angin
Mtekan = qwl = (-8) x cos10 x 62 = -3545 kg m
Mhisap = qwl = (-16) x sin10 x 62 = -709 kg m
No Kombinasi Beban Sumbu x Sumbu y 1 14 DL 3176586 623 2 12 DL + 05La 3461393 9681 3 12 DL + 16 La 5086324 192312 4 12 DL + 13 W + 05La 4465911 -188234 5 12 DL + 16 La + 08 W 4802724 -374888 6 09 DL + 13 W 2261938 -8683
Sehingga didapat momen maximum adalah
Mx = 508632 kg m
My = 19231 kg m
C Menentukan momen nominal
Lp = = radic
181 = 92 cm
J = [ 2b + h ]
= [ 2 x 50 x 323 + 150 x 323 ]
= 2730 6667 mm
Cw = [
]
=
[
]
= 750 x 106
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
101
=
=
= 11512931
= 4 2
= 4
]2
= 3141 x 10-4
=
1 1
=
1 1 3141 10 240 70
= 25044 cm
Lp lt L lt Lr
Mp = zx fy
= [(btf(h-tf)) + 05(h-2tf)2tw)] fy
= [(50 x 32 x (150 ndash 32)) + 05(150 ndash 2 x 32)2 x 32)] x 240
= 95963 kg m
Mr = Sx fr
= 37400 x (240 ndash 70)
= 6358 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
102
ϕMnx = 09 ( Mp ndash ( Mp- Mr)
)
= 09 ( 95963 ndash (95963 ndash 6358)
)
= 66984 kg m gt Mu = 508632 kg m OK
ϕMny = 09 Sy fy
= 09 x 8200 x 240
= 17712 kg m gt Mu = 19231 kg m OK
kontrol syarat momen lentur
+ lt 10
+
lt 10
0867 lt 10 OK
D Lendutan
=
+
=
+
= 15194 + 7913
= 23107 mm
=
+
=
+
= 0331 + 0516
= 0846 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
103
δ =
= 23107 0846
= 23122 mm
δizin = = = 25 mm gt δ = 23112 mm OK
417 Sagrod (Batang Tarik)
Gambar 49 Rencana sagrod
Rencana digunakan sagrod Oslash 10 mm
A Beban yang bekerja
1 Beban mati
- Gording luar
Berat atap = 2 x 14 x 657 x sin 10o = 31944 kg
Berat gording = 2 x 7 x sin 10o = 24310 kg +
sum = 56254 kg
- Gording dalam
Berat atap = 2 x 14 x 657 x sin 10o = 31944 kg
Berat gording = 2 x 7 x sin 10o = 24310 kg
Isolation rockwoll = 2 x 14 x 25 x sin 10o = 121553 kg +
sum = 177807 kg
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
104
2 Beban hidup
- Gording luar
Beban tak terduga = 200 x sin 10o = 347296 kg
- Gording dalam
Beban tak terduga = 100 x sin 10o = 173648 kg
B Gaya ultimate pada sagrod
PDL = Gording Luar + 10 Gording Dalam + Berat sagrod
= 56254 + (10 x 177807) + (0617 x 14)
= 1920704 kg
PLL = Gording Luar + 10 Gording Dalam
= 347296 + (10 x 173648)
= 2083776 kg
Kombinasi Pu kg
14 DL 288899
12DL + 16LL 563888
Digunakan 2 buah sagrod sehingga Pu sagrod adalah 5638882 = 281944 kg
C Menentukan Gaya Nominal Sagrod
Kekuatan leleh tarik pada penampang bruto
ϕPn = 09Asfy
= 09 x 785 x 240
= 16955 kg
Kekuatan tarik pada penampang netto
ϕPn = 075Asfu
= 075 x (09 x 785) x 370
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
105
= 19605 kg
Sehingga ʹϕPn yang digunakan adalah 16955 kg
Stress ratio = =
= 017 lt 1 OK
418 Ikatan Angin
Ikatan angin akan didisain menggunakan besi beton karena kelangsingan besi
beton sangat kecil maka batang hanya didisain terhadap tarik
Gambar 410 Tributri area ikatan angin
Dicoba menggunakan ikatan angin Oslash 22 mm
Data data geometri
x = 12 tanα = 12 tan 10o = 21159 m
h1 = 71 + x = 71 + 21159 = 92159 m
β
60925 60925 60925 60925
60000
60000 60000 60000 60000
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
106
h2 = 71 + 075x = 71 + 15869 = 86869 m
h3 = 71 + 025x = 71 + 05289 = 76289 m
tan β =
= 09848 β = 445617o
sin β = 07016
cos β = 07126
Koefisien angin C = 09
F1 = CPa λ
= 09 x 40 x 6 x
= 193350 kg
F2 = CPa λ
= 09 x 40 x 6 x
= 176210 kg
F3 = CPa λ
= 09 x 40 x 6 x
= 159072 kg
R = 05F1 + F2 + F3 = 96675 + 176210 + 159072 = 431957 kg
A Gaya Ultimate Pada Ikatan Angin
Gaya batang akan dihitung dengan menggunakan analisa keseimbangan titik
buhul
- Titik A
sumV = 0 sum H = 0
R + S1 = 0 H1 = 0
S1 = - R
S1 = - 431957 kg
- Titik B
sumV = 0 sum H = 0
F3 + S1 + D1sinβ = 0 H2 + D1cosβ = 0
D1 = -
H2 = - D1cosβ
R
S1
H1
H2
S1
F3
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
107
S1
D1 = -
H2 = - 388946 x 07124
D1 = 388946 kg H2 = - 277085 kg
- Titik C
sumV = 0 sum H = 0
S2 + D1sinβ = 0 H3 ndash H1 - D1cosβ = 0
S2 = - D1sinβ H3 = 0 + D1cosβ
S2 = - 388946 x 07016 H3 = 388946 x 07124
S2 = - 272885 kg H2 = 277085 kg
- Titik D
sumV = 0
F2 + S2+ D2sinβ = 0
D2 = -
D2 = -
D2 = 137792 kg
Gaya batang maximum pada ikatan angin 388946 kg
Pu = 16 WL = 16 x 388946 = 622314 kg
B Gaya Nominal Ikatan Angin
Kekuatan leleh tarik pada penampang bruto
ϕPn = 09Asfy
= 09 x 3801 x 240
= 821016 kg
Kekuatan tarik pada penampang netto
ϕPn = 075Asfu
= 075 x (09 x 3801) x 370
= 949299 kg
H3 H1
S2
F2
H2 H4
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
108
Sehingga ʹϕPn yang digunakan adalah 821016 kg
Stress ratio = =
= 076 lt 1 OK
419 Tangga
Gambar 411 Rencana tangga
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Pipa 15rdquo 36 x [ (2x4942) + (8x1) + (4x03)] = 687 kg
Pipa 1rdquo = 18 x [ (4x4942) + (8x03)] = 399 kg
Pelat 45 mm = 35325 x 03 x 1 x 16 = 1696 kg +
= 27816 kg
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
109
= =
= 56285 kgm
Digunakan profil UNP 200 x 80 x 75 x 11
= +
= 56285 + 246
= 80885 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup tangga = 400 kgm
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 80885 = 113239 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 80885 + 16 x 400 = 737062 kgm
sehingga digunakan qu = 737062 kgm untuk 2 profil kanal beban untuk 1
profil kanal adalah = 368521 kgm
B Momen maximum
Mu = q = 368521 x 4942 = 11251 kg m
C Momen nominal
Lp = = radic
238 = 121366 cm
b = b ndash 05tw
= 80 ndash (05 x 75)
= 7625 mm
h = h - tf
= 200 - 11
= 189 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
110
J = [ 2brsquo + hrsquo ]
= [ 2 x 7625 x 113 + 189 x 753 ]
= 94237291 mm
Cw = [
]
=
[
]
=
[
]
= 120 x 108
=
=
= 2474747
= 4 2
= 4
]2
= 18143 x 10-5
=
1 1
=
1 1 18143 10 240 70
= 51792 cm
Lp lt L lt Lr
Mp = zx fy
= [(btf(h-tf)) + 05(h-2tf)2tw)] fy
= [(80 x 11 x (200 ndash 11)) + 05(200 ndash 2 x 11)2 x 75)] x 240
= 684324 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
111
Mr = sx fr
= 195000 x (240 ndash 70)
= 3315 kg m
ϕMnx = 09 ( Mp ndash ( Mp- Mr)
)
= 09 ( 684324 ndash (684324 ndash 3315)
)
= 352568 kg m gt Mu = 11251 kg m OK
42 Disain Struktur Primer
421 Beban beban yang bekerja
4211 Beban gravitasi
a Beban pada floor deck
- Beban mati tambahan (dead load)
Berat spesi 002 x 1 x 2100 = 42 kgm
Berat keramik 001 x 1 x 2400 = 24 kgm +
qdl = 66 kgm
adapun berat sendiri profil dihitung dengan software etabs 2015
- Beban hidup (life load)
Berdasarkan PPPURG 1987
Beban hidup rencana untuk lantai pabrik = 400 kgm2
Koefisien reduksi untuk perencanaan balok induk = 100
Koefisien reduksi untuk peninjauan terhadap masa gempa = 090
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
112
b Beban pada lantai chekered plate
- Beban mati tambahan (dead load)
Berat per 6 meter luas L 70 x 70 x 6 = 638 x 6 x 9 = 34452 kg
Berat ekivalen siku = =
= 957 kgm
- Beban hidup (life load)
Berdasarkan PPPURG 1987
Beban hidup rencana untuk lantai pabrik = 400 kgm2
Koefisien reduksi untuk perencanaan balok induk = 100
Koefisien reduksi untuk peninjauan terhadap masa gempa = 090
4212 Beban angin
- Dinding vertical
Di pihak angin = + 09 x 40 = + 36 kgm2
Di belakang angin = - 04 x 40 = - 16 kgm2
- Atap segi-tiga dengan sudut kemiringan α 10o
Koefisien angin tekan = 002α - 04 = 002 (10) - 04 = - 02
Koefisien angin hisap = - 04
qtekan = -02 x 40 = -8 kgm2
qhisap = -04 x 70 = -16 kgm2
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
113
4213 Beban gempa
Jenis pemamfaatan bangunan = Pabrik (kategori risiko II tabel 27)
Faktor keutamaan gempa Ie = 1 (tabel 28)
Ss = 05g
S1 = 03g
Jenis tanah = Keras (kelas C)
Fa = 12 ( tabel 211 dengan input Ss = 05 )
Fs = 15 ( tabel 212 dengan input S1 = 03 )
SDS = Fa Ss = 12 05 = 040
SD1 = FV S1 = 15 03 = 030
Gambar 412 Respon spectra rencana
Berdasarkan SDS gedung berada di kategori risiko C ( tabel 213 )
Berdasarkan SD1 gedung berada di kategori risiko D ( tabel 214 )
00000
00500
01000
01500
02000
02500
03000
03500
04000
04500
0000 1000 2000 3000 4000 5000
S
T
MEDAN TANAH KERAST S
0000 01600
0075 02800
0113 03400
0150 04000
0750 04000
0750 04000
0830 03614
3070 00977
3310 00906
3550 00845
4030 00744
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
114
Sehingga bangunan akan direncanakan dengan kategori risiko D yaitu sistem
rangka baja pemikul momen khusus Adapun nilai koefisien modifikasi respons
(R) faktor kuat lebih (Ω) dan faktor pembesaran defleksi (cd) adalah
Koefisien modifikasi respons (R) = 8
Faktor kuat lebih (Ω) = 3
Faktor pembesaran defleksi (cd) = 55
1 Gaya gempa statik ekivalen
- Menentukan T
- Ta = Ct -gt Ct = 0724 x = 08 ( tabel 213 )
= 00724 x 37614
= 1318 detik
Tmax = Cu Ta -gt Cu = 14 ( tabel 214 )
= 14 1318
= 1845 detik
Tc = Tx 3438 Ty -3231
Sehingga digunakan T = 1845
- Menentukan nilai C
Cmin = 0044 SDS I gt 001
= 0044 040 1 gt 001
= 00176
Cs = =
= 005
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
115
Cs = =
= 0020
Sehingga digunakan Cs = 0020
- Menentukan berat struktur
Beban mati
Tabel 41 Beban mati struktur (rangka)
Tabel 42 Beban mati struktur (Atap partisi diafragma dll)
Sehingga beban mati total struktur adalah 46021142 kg
Adapun beban hidup total permeter luas adalah 09 x 400 = 360 kgm2
No Jenis Beban Sendiri q kgm L m W Kg
1 H 350 X 350 X 12 X 19 13700 42813 5865313
2 H 300 X 300 X 10 X 15 9400 16583 1558785
3 IWF 300 X 150 X 65 X 9 3670 192448 7062838
4 IWF 350 X 175 X 7 X 11 4960 26850 1331760
5 IWF 250 X 125 X 6 X 9 2960 16455 487059
6 IWF 200 X 200 X 8 X 12 4990 4640 231536
7 IWF 200 X 100 X 55 X 8 2130 135712 2890659
8 CNP 700 85280 596960
9 Sagrod 062 29242 18042
10 Ikatan angin 298 23758 70894
sum 20113845
No Jenis Beban Sendiri q kgm2 A m2 W Kg
1 Floor deck 28800 52636 15159168
2 Chekered plate 45 mm 4777 184206 8798611
3 Clading 446 2200 9812
4 Spandek 498 64700 322206
5 Isolation Rockwool 2500 64700 1617500
sum 25907297
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
116
Tabel 43 Beban hidup struktur
No Beban Hidup q kgm2 A m2 W Kg
1 Floor deck 36000 52636 18948960
2 Chekered plate 45 mm 36000 184206 66314244
sum 85263204
Sehingga berat struktur adalah
WT = WDL + WLL
= 25907297 + 85263204
= 131284346 kg
- Menentukan gaya geser dasar
V = Cs WT
= 0020 131284346
= 2668381 kg
2 Analisis spectrum respons ragam
- Kontrol partisipasi massa ragam
Tabel 44 Waktu getar alami dan partisipasi massa
Case ModePeriod Selisih Waktu
Getar Alami Sum UX Sum UY Sum UZ
sec
Modal 1 3438 870 06918 00161 00022
Modal 2 3139 1911 07121 06293 00025
Modal 3 2539 666 07818 06293 00028
Modal 4 237 1139 0782 06297 00032
Modal 5 21 3948 0782 07018 00037
Modal 6 1271 582 0786 07024 00065
Modal 7 1197 635 09305 07037 00066
Modal 8 1121 660 09308 07038 00084
Modal 9 1047 669 09308 07057 00086
Modal 10 0977 379 09311 07792 00088
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
117
Tabel 44 Waktu getar alami dan partisipasi massa (lanjutan)
Case ModePeriod Selisih Waktu
Getar Alami Sum UX Sum UY Sum UZ
sec
Modal 11 094 1649 09318 08848 00096
Modal 12 0785 382 09332 08849 00099
Modal 13 0755 252 0959 08885 00099
Modal 14 0736 095 09612 09008 00117
Modal 15 0729 727 09627 09114 00125
Modal 16 0676 459 09751 09119 00125
Modal 17 0645 698 09799 09121 00125
Analisa modal pada software etabs 2015 menunjukan bahwa
perbedaan waktu getar sangat sedikit sehingga untuk selanjutnya digunakan
metoda kombinasi kuadrat lengkap (CQC) Pada mode ke 7 partisipasi
massa pada UX sudah mencapai 93 dan pada mode ke 14 partisipasi
massa pada UY sudah mencapai 90 sehingga sudah memenuhi syarat
minimal (90)
- Kontrol base reaction
Tabel 45 Base Reaction
Load CaseCombo
FX FY FZ
KN KN KN
RS U1 Max 2366839 325487 10303
RS U2 Max 290655 2367369 22637
085 VStatik gt VDinamik
085 2668381 gt 2367369
226812 lt 2367369 (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
118
4214 Beban notional
Untuk struktur yang menahan beban gravitasi terutama melalui kolom dinding
atau portal vertikal nominal diijinkan menggunakan beban notional untuk mewakili
efek ketidaksempurnaan awal Beban notional harus digunakan sebagai beban
lateral pada semua levelbeban national di hitung otomatis dari program ETABS
2015 dengan nominal 0002 α Yi untuk mewakili ketidaksempurnaan awal dan
0001 α Yi untuk kekakuan lentur sehingga
Ni = 0003 α Yi
Gambar 413 Beban notional pada etabs 2015
Beban tersebut di distribusikan arah orthogonal baik untuk beban grafitasi beban
hidup maupun beban grafitasi akibat beban mati
422 Kombinasi beban
Struktur akan didisain dengan gempa termasuk gaya seismic vertikal dan
faktor redundansi Gaya seismic vertikal adalah
Ev = 02 SDS DL
= 02 040 DL
= 008 DL
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
119
Faktor redundansi untuk kategori desain seismik DE dan F adalah 13 sehingga
kombinasi pembebanan menjadi
1 14D
2 12D + 16L + 05(Lr atau R)
3 12D + 16(Lr atau R) + (L atau 05W)
4 12D + 10 W + L + 05(Lr atau R)
5 12D + 10 E + L -gt 13D + 13E + L
6 09D + 10 W
7 09D + 10 E -gt 08D + 13E
423 Kontrol Driff
Tabel 46 Simpangan antar lantai akibat gempa X
Elevasi h SUMBU X SUMBU Y ∆IZIN KETERANGAN
m mm δse (mm) δx (mm) ∆x (mm) δse (mm) δy (mm) ∆y (mm) mm
355 4100 80 440 2585 15 825 385 82 OK
314 3000 753 41415 2035 143 7865 33 60 OK
284 3000 716 3938 2695 137 7535 275 60 OK
254 3000 667 36685 363 132 726 33 60 OK
224 3000 601 33055 4345 126 693 44 60 OK
194 3000 522 2871 4565 118 649 495 60 OK
164 2650 439 24145 3905 109 5995 66 53 OK
1375 3050 368 2024 407 97 5335 1155 61 OK
107 4900 294 1617 7535 76 418 253 98 OK
58 5800 157 8635 8635 3 165 165 116 OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
120
Gambar 414 Grafik simpangan antar lantai VS elevasi akibat gempa - X
Tabel 47 Simpangan antar lantai akibat gempa Y
Elevasi h SUMBU X SUMBU Y ∆IZIN KETERANGAN
m mm δse (mm) δx (mm) ∆x (mm) δse (mm) δy (mm) ∆y (mm) mm
355 4100 398 742 35 742 4081 1925 82 OK
314 3000 371 707 27 707 38885 1485 60 OK
284 3000 35 68 3 68 374 165 60 OK
254 3000 324 65 43 65 3575 2365 60 OK
224 3000 288 607 56 607 33385 308 60 OK
194 3000 246 551 68 551 30305 374 60 OK
164 2650 201 483 68 483 26565 374 53 OK
1375 3050 164 415 92 415 22825 506 61 OK
107 4900 127 323 182 323 17765 80 98 OK
58 5800 62 141 141 141 9765 9765 116 OK
0
5
10
15
20
25
30
35
40
0 20 40 60 80 100 120 140
ELEV
ASI
STORY DRIFT
GRAFIK STORY DRIFT vs ELEVASI
DRIFT X
DRIFT Y
DRIFT IZIN
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
121
Gambar 415 Grafik simpangan antar lantai VS elevasi akibat gempa - Y
424 Kontrol Profil
4241 Kolom 350 x 350 x 12 x 19 ( A = 1739 cm2 )
Ix = 40300 cm4 Zx = 24931
Iy = 13600 cm4 Zy = 11749
Sx = 2300 cm3 Lp = 449 m
Sy = 776 cm3 Lr = 1718 m
rx = 152 cm Mp = 5983 KN m
ry = 884 cm Mr = 391 KN m
Panjang tidak terkekang lateral = 58 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
0
5
10
15
20
25
30
35
40
0 20 40 60 80 100 120 140
ELEV
ASI
STORY DRIFT
GRAFIK STORY DRIFT vs ELEVASI
DRIFT X
DRIFT Y
DRIFT IZIN
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
122
a Kapasitas kolom terhadap tekan
λ = lt 471
=
lt 471
= 65611 lt 13797
fe =
=
= 45890 MPa
lt 225
lt 225
0522 lt 225
Sehingga tegangan keritis adalah
fcr = 0658 fy
= 0658 240
= 19698 MPa
ϕPn = 09 fcr A
= 09 19698 17390
= 308307 KN
b Kapasitas kolom terhadap momen sumbu x
L = 58 m
Lp = 449 m
Lr = 1718 m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
123
didapat Lp lt L lt Lr sehingga momen ultimate adalah
Mn = Cb [Mp ndash ( Mp- Mr)
]
= 1 [5983 - (5983 ndash 391)
]
= 57694 KN m
ϕ Mn = 09 57694
= 51924 KN m
c Kapasitas kolom terhadap momen sumbu y
ϕ Mn = 09 Zy fy
= 09 11749 240
= 25377 KN m
Tabel 48 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 350 x 350 x 12 x 19
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
14DL 0 -50108 -439 -693 PuϕPn lt 02 0114
14DL 275 -49599 076 340 PuϕPn lt 02 0092
14DL 55 -49090 565 1356 PuϕPn lt 02 013
12DL + 16LL 0 -234590 -1264 -1380 PuϕPn gt 02 0846
12DL + 16LL 275 -234153 104 786 PuϕPn gt 02 0794
12DL + 16LL 55 -233716 1360 2854 PuϕPn gt 02 0871
12DL + 16LL + 05WL-X 0 -237561 -1198 2174 PuϕPn gt 02 0867
12DL + 16LL + 05WL-X 275 -237124 116 2293 PuϕPn gt 02 083
12DL + 16LL + 05WL-X 55 -236688 1312 2004 PuϕPn gt 02 0865
12DL + 16LL + 05WL-Y 0 -234440 -2572 -1245 PuϕPn gt 02 0889
12DL + 16LL + 05WL-Y 275 -234003 -342 865 PuϕPn gt 02 0803
12DL + 16LL + 05WL-Y 55 -233567 2144 2857 PuϕPn gt 02 0898
12DL + LL + WL-X 0 -168693 -156 6011 PuϕPn gt 02 0668
12DL + LL + WL-X 275 -168257 257 3604 PuϕPn gt 02 0629
12DL + LL + WL-X 55 -167820 583 512 PuϕPn gt 02 0586
12DL + LL + WL-Y 0 -162386 -4668 -795 PuϕPn gt 02 0716
12DL + LL + WL-Y 275 -161949 -1059 776 PuϕPn gt 02 0588
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
124
Tabel 48 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 350 x 350 x 12 x 19 (lanjutan)
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
12DL + LL + WL-Y 55 -161513 3203 2242 PuϕPn gt 02 0686
13DL + LL + ρRS-X Max 0 -161904 5293 4622 PuϕPn gt 02 0802
13DL + LL + ρRS-X Max 275 -161431 1821 3150 PuϕPn gt 02 0653
13DL + LL + ρRS-X Max 55 -160958 5145 3377 PuϕPn gt 02 0772
13DL + LL + ρRS-X Min 0 -171412 -7624 -5979 PuϕPn gt 02 0938
13DL + LL + ρRS-X Min 275 -170939 -1731 -1543 PuϕPn gt 02 0654
13DL + LL + ρRS-X Min 55 -170466 -2792 1061 PuϕPn gt 02 0681
13DL + LL + ρRS-Y Max 0 -157108 2483 11576 PuϕPn gt 02 0806
13DL + LL + ρRS-Y Max 275 -156635 990 6117 PuϕPn gt 02 0659
13DL + LL + ρRS-Y Max 55 -156162 2686 4441 PuϕPn gt 02 0688
13DL + LL + ρRS-Y Min 0 -177929 -3506 -10847 PuϕPn gt 02 0899
13DL + LL + ρRS-Y Min 275 -177456 -609 -3714 PuϕPn gt 02 0673
13DL + LL + ρRS-Y Min 55 -176983 -1052 -492 PuϕPn gt 02 0632
09DL + WL-X 0 -38166 033 6660 PuϕPn lt 02 0193
09DL + WL-X 275 -37839 110 3230 PuϕPn lt 02 013
09DL + WL-X 55 -37511 161 -829 PuϕPn lt 02 0085
09DL + WLY 0 -31859 -4479 -146 PuϕPn lt 02 0233
09DL + WLY 275 -31532 -1205 402 PuϕPn lt 02 0108
09DL + WLY 55 -31204 2781 901 PuϕPn lt 02 0179
08DL + ρRS-X Max 0 -23960 6089 5031 PuϕPn lt 02 0377
08DL + ρRS-X Max 275 -23669 1794 2588 PuϕPn lt 02 016
08DL + ρRS-X Max 55 -23378 4359 1901 PuϕPn lt 02 0248
08DL + ρRS-X Min 0 -33468 -6828 -5570 PuϕPn lt 02 0432
08DL + ρRS-X Min 275 -33177 -1757 -2105 PuϕPn lt 02 0165
08DL + ρRS-X Min 55 -32886 -3578 -415 PuϕPn lt 02 0204
08DL + ρRS-Y Max 0 -18520 2830 11228 PuϕPn lt 02 0359
08DL + ρRS-Y Max 275 -18229 860 5259 PuϕPn lt 02 0166
08DL + ρRS-Y Max 55 -17938 2141 3132 PuϕPn lt 02 0175
08DL + ρRS-Y Min 0 -39341 -3159 -11196 PuϕPn lt 02 0406
08DL + ρRS-Y Min 275 -39050 -739 -4572 PuϕPn lt 02 0182
08DL + ρRS-Y Min 55 -38759 -1596 -1801 PuϕPn lt 02 0162
Stress ratio maximum adalah 0938 lt 1 OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
125
d Kapasitas kolom terhadap geser
Tabel 49 Resume gaya geser Kolom 350 x 350 x 12 x 19
V2 kN V3 kN
Vmax 18049 9887
Vmin -22158 -15602
- Kontrol terhadap geser sumbu x
ϕVn = 09 06 Aw fy
= 09 06 3744 240
= 48522 KN gt 22158 OK
- Kontrol terhadap geser sumbu y
ϕVn = 09 06 Af fy
= 09 06 12844 240
= 16645 KN gt 156 OK
4242 Kolom 300 x 300 x 10 x 15 ( A = 1198 cm2 )
Ix = 20400 cm4 Zx = 14647 cm3
Iy = 6750 cm4 Zy = 6817 cm3
Sx = 1360 cm3 Lp = 381 m
Sy = 450 cm3 Lr = 1376 m
rx = 131 cm Mp = 3515 KN m
ry = 751 cm Mr = 2312 KN m
Panjang tidak terkekang laterar = 3 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
126
a Kapasitas kolom terhadap tekan
λ = lt 471
=
lt 471
= 39947 lt 13797
fe =
=
= 123797 MPa
lt 225
lt 225
01938 lt 225
Sehingga tegangan keritis adalah
fcr = 0658 fy
= 0658 240
= 221295 MPa
ϕPn = 09 fcr A
= 09 221295 11980
= 2386003 KN
b Kapasitas kolom terhadap momen sumbu x
L = 3 m
Lp = 381 m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
127
didapat Lp gt L sehingga momen ultimate adalah
Mn = Mp
= 35152 KN m
ϕ Mn = 09 35152
= 319376 KN m
c Kapasitas kolom terhadap momen sumbu y
ϕ Mn = 09 Zy fy
= 09 6817 240
= 147247 KN m
Tabel 410 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 300 x 300 x 10 x 15
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
14DL 0 -12254 -884 -306 PuϕPn lt 02 0096
14DL 275 -12082 -141 072 PuϕPn lt 02 0038
14DL 55 -11910 605 449 PuϕPn lt 02 0081
12DL + 16LL 0 -53658 -6540 -1683 PuϕPn gt 02 0667
12DL + 16LL 275 -53510 -1187 515 PuϕPn gt 02 0311
12DL + 16LL 55 -53362 4228 2705 PuϕPn gt 02 0555
12DL + 16LL + 05WL-X 0 -53789 -6536 -1139 PuϕPn gt 02 0652
12DL + 16LL + 05WL-X 275 -53641 -1183 464 PuϕPn gt 02 031
12DL + 16LL + 05WL-X 55 -53494 4231 2060 PuϕPn gt 02 0538
12DL + 16LL + 05WL-Y 0 -54867 -7138 -1717 PuϕPn gt 02 071
12DL + 16LL + 05WL-Y 275 -54719 -1176 504 PuϕPn gt 02 0315
12DL + 16LL + 05WL-Y 55 -54572 4762 2715 PuϕPn gt 02 0593
12DL + LL + WL-X 0 -37583 -4262 -046 PuϕPn lt 02 037
12DL + LL + WL-X 275 -37435 -786 246 PuϕPn lt 02 014
12DL + LL + WL-X 55 -37287 2730 534 PuϕPn lt 02 0281
12DL + LL + WL-Y 0 -40160 -5753 -1248 PuϕPn lt 02 0515
12DL + LL + WL-Y 275 -40012 -752 319 PuϕPn lt 02 0145
12DL + LL + WL-Y 55 -39864 4114 1881 PuϕPn lt 02 0423
13DL + LL + ρRS-X Max 0 -34864 -2278 258 PuϕPn lt 02 0236
13DL + LL + ρRS-X Max 275 -34704 -448 634 PuϕPn lt 02 0124
13DL + LL + ρRS-X Max 55 -34544 4920 3224 PuϕPn lt 02 0509
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
128
Tabel 410 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 300 x 300 x 10 x 15
(lanjutan)
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
13DL + LL + ρRS-X Min 0 -42010 -6668 -2496 PuϕPn lt 02 062
13DL + LL + ρRS-X Min 275 -41850 -1139 041 PuϕPn lt 02 0167
13DL + LL + ρRS-X Min 55 -41690 930 353 PuϕPn lt 02 0162
13DL + LL + ρRS-Y Max 0 -36078 -3269 1785 PuϕPn lt 02 0355
13DL + LL + ρRS-Y Max 275 -35917 -644 806 PuϕPn lt 02 0145
13DL + LL + ρRS-Y Max 55 -35757 3829 4637 PuϕPn lt 02 0482
13DL + LL + ρRS-Y Min 0 -40673 -5470 -3709 PuϕPn lt 02 0574
13DL + LL + ρRS-Y Min 275 -40513 -955 -183 PuϕPn lt 02 0156
13DL + LL + ρRS-Y Min 55 -40353 1791 -1478 PuϕPn lt 02 0253
09DL + WL-X 0 -8094 -537 895 PuϕPn lt 02 0082
09DL + WL-X 275 -7983 -084 -055 PuϕPn lt 02 0025
09DL + WL-X 55 -7872 371 -1002 PuϕPn lt 02 0074
09DL + WLY 0 -10671 -2028 -307 PuϕPn lt 02 017
09DL + WLY 275 -10560 -050 019 PuϕPn lt 02 0027
09DL + WLY 55 -10449 1755 346 PuϕPn lt 02 0153
08DL + ρRS-X Max 0 -3468 1674 1216 PuϕPn lt 02 016
08DL + ρRS-X Max 275 -3370 266 336 PuϕPn lt 02 0036
08DL + ρRS-X Max 55 -3271 2356 1674 PuϕPn lt 02 022
08DL + ρRS-X Min 0 -10614 -2716 -1539 PuϕPn lt 02 0256
08DL + ρRS-X Min 275 -10516 -426 -258 PuϕPn lt 02 006
08DL + ρRS-X Min 55 -10417 -1633 -1197 PuϕPn lt 02 0171
08DL + ρRS-Y Max 0 -4709 606 2625 PuϕPn lt 02 0135
08DL + ρRS-Y Max 275 -4610 075 529 PuϕPn lt 02 0032
08DL + ρRS-Y Max 55 -4512 1354 3250 PuϕPn lt 02 0205
08DL + ρRS-Y Min 0 -9304 -1595 -2869 PuϕPn lt 02 0219
08DL + ρRS-Y Min 275 -9206 -236 -459 PuϕPn lt 02 005
08DL + ρRS-Y Min 55 -9107 -684 -2866 PuϕPn lt 02 0157
Stress ratio maximum adalah 0710 lt 1 OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
129
d Kapasitas kolom terhadap geser
Tabel 411 Resume gaya geser Kolom 300 x 300 x 10 x 15
V2 kN V3 kN
Vmax 18748 9962
Vmin -29322 -43951
- Kontrol terhadap geser sumbu x
ϕVn = 09 06 Aw fy
= 09 06 2700 240
= 34992 KN gt 29322 KN (OK)
- Kontrol terhadap geser sumbu y
ϕVn = 09 06 Af fy
= 09 06 8700 240
= 112752 KN gt 43951 KN (OK)
4243 Kolom 200 x 200 x 8 x 12 ( A = 6353 cm2 )
Ix = 4720 cm4 Zx = 5131 cm3
Iy = 1600 cm4 Zy = 2428 cm3
Sx = 472 cm3 Lp = 255 m
Sy = 160 cm3 Lr = 1072 m
rx = 862 cm Mp = 1231 KN m
ry = 502 cm Mr = 802 KN m
Panjang tidak terkekang laterar = 58 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
130
a Kapasitas kolom terhadap tekan
λ = lt 471
=
lt 471
= 115538 lt 13797
fe =
=
= 14799 MPa
lt 225
lt 225
1621 lt 225
Sehingga tegangan keritis adalah
fcr = 0658 fy
= 0658 240
= 121737 MPa
ϕPn = 09 fcr A
= 09 121737 6353
= 696056 KN
b Kapasitas kolom terhadap momen sumbu x
L = 58 m
Lp = 255 m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
131
Lr = 1072 m
didapat Lp lt L lt Lr sehingga momen ultimate adalah
Mn = Cb [Mp ndash ( Mp- Mr)
]
= 1 [123144 - (123144 ndash 8024)
]
= 106077 KN m
ϕ Mn = 09 106077
= 9547 KN m
c Kapasitas kolom terhadap momen sumbu y
ϕ Mn = 09 Zy fy
= 09 2428 240
= 524448 KN m
Tabel 412 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 200 x 200 x 8 x 12
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
14DL 0 -2195 -043 -037 PuϕPn lt 02 0028
14DL 275 -2006 004 001 PuϕPn lt 02 0016
14DL 55 -1818 049 038 PuϕPn lt 02 0027
12DL + 16LL 0 -4566 -141 -070 PuϕPn lt 02 0068
12DL + 16LL 275 -4405 007 018 PuϕPn lt 02 0035
12DL + 16LL 55 -4243 152 107 PuϕPn lt 02 0071
12DL + 16LL + 05WL-X 0 -3107 -138 483 PuϕPn lt 02 0100
12DL + 16LL + 05WL-X 275 -2945 008 053 PuϕPn lt 02 0029
12DL + 16LL + 05WL-X 55 -2784 150 -378 PuϕPn lt 02 0089
12DL + 16LL + 05WL-Y 0 -4677 -384 -090 PuϕPn lt 02 0117
12DL + 16LL + 05WL-Y 275 -4516 -011 019 PuϕPn lt 02 0037
12DL + 16LL + 05WL-Y 55 -4354 364 127 PuϕPn lt 02 0115
12DL + LL + WL-X 0 -622 005 1055 PuϕPn lt 02 0116
12DL + LL + WL-X 275 -461 014 081 PuϕPn lt 02 0015
12DL + LL + WL-X 55 -299 021 -895 PuϕPn lt 02 01
12DL + LL + WL-Y 0 -3816 -763 -100 PuϕPn lt 02 0184
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
132
Tabel 412 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 200 x 200 x 8 x 12
(lanjutan)
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
12DL + LL + WL-Y 275 -3655 -041 014 PuϕPn lt 02 0036
12DL + LL + WL-Y 55 -3493 686 126 PuϕPn lt 02 017
13DL + LL + ρRS-X Max 0 -1973 939 590 PuϕPn lt 02 0255
13DL + LL + ρRS-X Max 275 -1798 079 054 PuϕPn lt 02 0034
13DL + LL + ρRS-X Max 55 -1623 1078 567 PuϕPn lt 02 0277
13DL + LL + ρRS-X Min 0 -5225 -1217 -612 PuϕPn lt 02 0334
13DL + LL + ρRS-X Min 275 -5050 -072 -025 PuϕPn lt 02 0053
13DL + LL + ρRS-X Min 55 -4875 -791 -486 PuϕPn lt 02 0237
13DL + LL + ρRS-Y Max 0 340 425 1491 PuϕPn lt 02 024
13DL + LL + ρRS-Y Max 275 514 043 110 PuϕPn lt 02 0024
13DL + LL + ρRS-Y Max 55 689 462 1152 PuϕPn lt 02 0214
13DL + LL + ρRS-Y Min 0 -6918 -505 -1281 PuϕPn lt 02 0281
13DL + LL + ρRS-Y Min 275 -6743 -023 -068 PuϕPn lt 02 006
13DL + LL + ρRS-Y Min 55 -6569 -343 -1273 PuϕPn lt 02 0246
09DL + WL-X 0 1511 008 1085 PuϕPn lt 02 0126
09DL + WL-X 275 1632 006 070 PuϕPn lt 02 0021
09DL + WL-X 55 1753 004 -947 PuϕPn lt 02 0113
09DL + WLY 0 -1682 -761 -069 PuϕPn lt 02 0165
09DL + WLY 275 -1561 -049 003 PuϕPn lt 02 0021
09DL + WLY 55 -1440 668 075 PuϕPn lt 02 0146
08DL + ρRS-X Max 0 412 1035 596 PuϕPn lt 02 0263
08DL + ρRS-X Max 275 519 077 041 PuϕPn lt 02 0023
08DL + ρRS-X Max 55 627 978 534 PuϕPn lt 02 0247
08DL + ρRS-X Min 0 -2840 -1120 -606 PuϕPn lt 02 0298
08DL + ρRS-X Min 275 -2733 -074 -038 PuϕPn lt 02 0038
08DL + ρRS-X Min 55 -2625 -891 -519 PuϕPn lt 02 0244
08DL + ρRS-Y Max 0 2516 453 1421 PuϕPn lt 02 0254
08DL + ρRS-Y Max 275 2624 036 093 PuϕPn lt 02 0036
08DL + ρRS-Y Max 55 2731 420 1186 PuϕPn lt 02 0224
08DL + ρRS-Y Min 0 -4742 -477 -1350 PuϕPn lt 02 0267
08DL + ρRS-Y Min 275 -4634 -030 -085 PuϕPn lt 02 0048
08DL + ρRS-Y Min 55 -4527 -385 -1239 PuϕPn lt 02 0236
Stress ratio maximum adalah 0334 lt 1 (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
133
e Kapasitas kolom terhadap geser
Tabel 413 Resume gaya geser Kolom 200 x 200 x 8 x 12
V2 kN V3 kN
Vmax 4961 3345
Vmin ‐45461 ‐40182
- Kontrol terhadap geser sumbu x
ϕVn = 09 06 Aw fy
= 09 06 1408 240
= 18247 KN gt 4961 OK
- Kontrol terhadap geser sumbu y
ϕVn = 09 06 Af fy
= 09 06 4512 240
= 584755 KN gt 40182 OK
4244 Balok Komposit 300 x 150 x 65 x 9 ( A = 4678 cm2 )
Ix = 7210 cm4 Zx = 522 cm3
Iy = 508 cm4 Zy = 1042 cm3
Sx = 481 cm3 Lp = 167 m
Sy = 677 cm3 Lr = 497 m
rx = 124 cm Mp = 1253 KN m
ry = 329 cm Mr = 817 KN m
Panjang tidak terkekang laterar = 8 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
134
Tabel 414 Resume Gaya luar envelope balok komposit 300 x 150 x 65 x 9
Load CaseCombo Station P V2 V3 T M2 M3
m kN kN kN kN‐m kN‐m kN‐m
ENVELOPE Max 0175 0030 4867 0030 ‐0009 0012 35372
ENVELOPE Max 0671 0020 5715 0020 ‐0009 0000 32749
ENVELOPE Max 1166 0009 6564 0009 ‐0009 0000 30189
ENVELOPE Max 1662 0000 7412 0000 ‐0009 0000 30289
ENVELOPE Max 2158 0000 8260 0000 ‐0009 0000 29122
ENVELOPE Max 2653 0000 9109 0000 ‐0009 0004 26687
ENVELOPE Max 3149 0000 9957 0000 ‐0009 0018 22986
ENVELOPE Max 3617 0003 17149 0003 0059 0002 15061
ENVELOPE Max 4084 0003 17368 0003 0059 0000 10950
ENVELOPE Max 4552 0002 17587 0002 0059 0000 13087
ENVELOPE Max 5019 0001 17806 0001 0059 0000 15177
ENVELOPE Max 5487 0000 18025 0000 0059 0000 17921
ENVELOPE Max 5955 0000 18244 0000 0059 0000 22012
ENVELOPE Max 6422 0000 18463 0000 0059 0000 26039
ENVELOPE Max 6890 0000 18681 0000 0059 0000 30003
ENVELOPE Max 7357 0000 18900 0000 0059 0001 33905
ENVELOPE Max 7825 0000 19119 0000 0059 0003 37743
ENVELOPE Min 0175 0000 ‐28736 0000 ‐0084 0000 ‐56467
ENVELOPE Min 0671 0000 ‐26180 0000 ‐0084 0000 ‐42857
ENVELOPE Min 1166 0000 ‐23624 0000 ‐0084 ‐0007 ‐30998
ENVELOPE Min 1662 ‐0002 ‐21067 ‐0002 ‐0084 ‐0009 ‐23486
ENVELOPE Min 2158 ‐0013 ‐18511 ‐0013 ‐0084 ‐0005 ‐16393
ENVELOPE Min 2653 ‐0023 ‐15955 ‐0023 ‐0084 0000 ‐9722
ENVELOPE Min 3149 ‐0034 ‐13398 ‐0034 ‐0084 0000 ‐3471
ENVELOPE Min 3617 0000 ‐9354 0000 0007 0000 0930
ENVELOPE Min 4084 0000 ‐9219 0000 0007 0000 1369
ENVELOPE Min 4552 0000 ‐9084 0000 0007 ‐0001 ‐4717
ENVELOPE Min 5019 0000 ‐8950 0000 0007 ‐0001 ‐10866
ENVELOPE Min 5487 0000 ‐8815 0000 0007 ‐0002 ‐17834
ENVELOPE Min 5955 ‐0001 ‐8680 ‐0001 0007 ‐0002 ‐26313
ENVELOPE Min 6422 ‐0002 ‐8546 ‐0002 0007 ‐0001 ‐34895
ENVELOPE Min 6890 ‐0002 ‐8411 ‐0002 0007 0000 ‐43579
ENVELOPE Min 7357 ‐0003 ‐8276 ‐0003 0007 0000 ‐52366
ENVELOPE Min 7825 ‐0004 ‐8142 ‐0004 0007 0000 ‐61255
Didapat M+max 3774 KN m dan M-
max 6125 KN m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
135
a Kontrol momen positif
- menentukan lebar efektif pelat beton ( digunakan Lrelativ )
1 be lt
be lt
be lt 1
2 be lt bo
be lt 1
sehingga digunakan be = 1 meter
akibat adanya lubang pada floor deck maka digunakan bekivalen
bekivalen =
=
= 810 mm
- Menentukan nilai n
Ebeton = 4700 = 4700 radic25 = 23500
Ebaja = 200000
n = = = 851
- Menentukan lebar transformasi penampang beton
=
= 952 cm
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Pelat Beton 11424 6 68544 Floor Deck 1867 945 17646 Profil WF 4678 27 126306
sum 17969 sum 212496
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
136
ẏ = sum
sum =
= 11825 mm
Titik berat berada di pelat beton
a =
=
= 5968 mm
d1 = 05hprofil + tpelat = 150 + 120 = 270 mm
d2 = hprofil ndash ċ = 120 ndash 035 = 11965
ϕMn = 09 As fy ( d1- ӯ )
ϕMn = 09 x [ 4678 x 240 x (270 ndash 2984) +2646 550 (11965 ndash 2984) ]
ϕMn = 24266 + 1176
ϕMn = 25442 KN m gt Mu = 3774 KN m ( OK )
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
137
b Kontrol momen negatif
- Menentukan sumbu netral penampang
Tsr = Asr fyr
= 667 ( 503 ) 400
= 13413334 N
Tfd = As Fu
= 81485 550
= 4481675 N
T = Tsr + Tfd
= 13413334 + 448167
= 58230084 N
Cmax = As fy
= 4678 240
= 1122720 N
Cmax gt T maka titik berat berada pada profil baja
T + Ts = Cmax ndash Ts
2Ts = Cmax ndash T
Ts = 05 (1122720 ndash 58230084)
Ts = 270209 N
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
138
Jika sumbu netral jatuh di sayap maka
b tf fy = Ts
150 tw 240 = 27020958
t =
= 75 mm
- Menghitung garis kerja gaya pusat tekan
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Profil WF 4678 15000 701700 Flens -1125 29625 -333281
sum 3553 sum 36841
ӯ =
= 10369 mm
Momen terhadap garis kerja
Tsr Mn1 = Tsr (d ndash ӯ + ts ndash 24)
= 13413334 ( 300 ndash 10369 + 120 ndash 24 )
= 3920 KN m
Tfr Mn2 = Tfd ( d ndash ӯ + 25 )
= 4481675 ( 300 ndash 10369 + 25)
= 9918 KN m
Ts flens Mn3 = Ts ( d ndash ӯ ndash (752) )
= 270000 ( 300 ndash 10369 ndash 375 )
= 5199 KN m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
139
Mn = Mn1 + Mn2 + Mn3
= 3920 + 9918 + 5199
= 19037 KN m
ϕ Mn = 09 Mn
= 09 19037
= 17133 KN m gt 6125 KN m (OK)
D Dimensi Penghubung Geser (Shear Conector)
Gaya horizontal akibat aksi komposit penuh
Vh = 085 a b = 085 x 5968 x 1000 x 25 = 1268200 N
Digunakan Stud connector ⅝rdquo luas satu buah stud connector adalah
Asc = d2 = 158752 =19801 mm2
Kuat geser satu buah shear connector
Qn = 05 Asc lt Rg Rp Asc fu
Qn = 05 x 19801 x radic25 23500 lt 085 x 075 x 19801 x 550
Qn = 7588676 N lt 69427
Jumlah shear connector yang di butuhkan
N = = = 182 ~ 19 buah untuk setengah bentang
Total kebutuhan shear connector adalah 38 buah untuk semua bentang Jika
dipasang dua buah shear connector pada setiap penampang melintang maka
jarak shear connector adalah
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
140
S = = 421 mm
Smin = 6d = 6 x 15875 = 9525 mm
Smax = 8t = 8 x 120 = 960 mm
Strans = 4d = 4 x 15875 = 635 mm
Sehingga digunakan shear connector 2 x (⅝rdquo x 65 cm) dengan jarak 25 cm
E Kontrol Geser
Menghitung gaya geser ultimate
Vu = 43951 KN
Menghitung gaya geser nominal
ϕVn = 09 (06 fy) h tw
ϕVn = 09 x 06 x 240 x 282 x 65
ϕVn = 23755 KN gt Vu = 43951 (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
141
4245 Balok Komposit 350 x 175 x 7 x 11 ( A = 6314 cm2 )
Ix = 13600 cm4 Zx = 8408 cm3
Iy = 984 cm4 Zy = 1724 cm3
Sx = 775 cm3 Lp = 2 m
Sy = 112 cm3 Lr = 593 m
rx = 147 cm Mp = 2017 KN m
ry = 395 cm Mr = 1317 KN m
Panjang tidak terkekang laterar = 6 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
Tabel 415 Resume Gaya luar envelope balok komposit 350 x 175 x 7 x 11
Load CaseCombo Station P V2 V3 T M2 M3
m kN kN kN kN-m kN-m kN-m
ENVELOPE Max 015 00015 -286870 00000 -00119 00000 -114887
ENVELOPE Max 061 00007 -285538 00000 -00119 00002 17497
ENVELOPE Max 108 00000 -284206 00001 -00119 00003 149271
ENVELOPE Max 154 00000 -282873 00009 -00119 00000 509357
ENVELOPE Max 200 00000 -281541 00017 -00119 00000 1180521
ENVELOPE Max 250 00009 99787 00000 00008 00001 1186148
ENVELOPE Max 300 00000 101228 00000 00008 00003 1190858
ENVELOPE Max 350 00000 102668 00009 00008 00001 1204523
ENVELOPE Max 400 00000 104108 00017 00008 00000 1220570
ENVELOPE Max 446 00009 1540139 00000 01032 00000 560851
ENVELOPE Max 493 00001 1542137 00000 01032 00003 155777
ENVELOPE Max 539 00000 1544136 00007 01032 00002 31225
ENVELOPE Max 585 00000 1546134 00015 01032 00000 -93930
ENVELOPE Min 015 00000 -1602940 -00015 -00945 -00003 -1807980
ENVELOPE Min 061 00000 -1600942 -00007 -00945 00000 -1124508
ENVELOPE Min 108 -00001 -1598944 00000 -00945 00000 -483534
ENVELOPE Min 154 -00009 -1596945 00000 -00945 00000 -72489
ENVELOPE Min 200 -00017 -1594947 00000 -00945 -00006 163564
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
142
Tabel 415 Resume Gaya luar envelope balok komposit 350 x 175 x 7 x 11
(lanjutan)
Load CaseCombo Station P V2 V3 T M2 M3
m kN kN kN kN-m kN-m kN-m
ENVELOPE Min 250 00000 -138749 -00009 -00032 00000 224275
ENVELOPE Min 300 00000 -136409 00000 -00032 00000 283264
ENVELOPE Min 350 -00009 -134068 00000 -00032 00000 259583
ENVELOPE Min 400 -00017 -131728 00000 -00032 -00006 208160
ENVELOPE Min 446 00000 267215 -00009 00146 00000 -14744
ENVELOPE Min 493 00000 268547 -00001 00146 00000 -341901
ENVELOPE Min 539 -00007 269880 00000 00146 00000 -951197
ENVELOPE Min 585 -00015 271212 00000 00146 -00003 -1655771
Didapat M+max 122057 KN m dan M-
max -180798 KN m
a Kontrol momen positif
- menentukan lebar efektif pelat beton
1 be lt
be lt
be lt 075
2 be lt bo
be lt 1
sehingga digunakan be = 075 meter
akibat adanya lubang pada floor deck maka digunakan bekivalen
bekivalen =
= = 614633 mm
- Menentukan nilai n
Ebeton = 4700 = 4700 radic25 = 23500
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
143
Ebaja = 200000
n = = = 851
- Menentukan lebar transformasi penampang beton
=
= 723 cm
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Pelat Beton 864 6 5184 Profil WF 6314 295 186263
sum 16546 sum 253147
ẏ = sum
sum =
= 1592 cm
Titik berat berada di profil baja titik pusat tarik baja profil
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Profil WF 6314 175 11049500 Flens -1925 3445 - 6631625 Web -1974 3249 - 6413526
sum 41916 sum 3776522
ẏ = sum
sum =
= 90097 cm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
144
momen nominal positif
a =
=
= 6311 mm
d1 = h - ӯ + tpelat = 350 - 90 + 120 = 380 mm
d2 = h - ӯ ndash (112) = 350 - 90 - 55 = 2545 mm
d3 = h - ӯ - tf - (2822) = 350 - 90 ndash 11 ndash 141 = 2349 mm
ϕMn = 09 085 a b fcrsquo ( d1- ) + 09 Asf fy (d2) + 09 Asw fy (d3)
ϕMn = 09 x [ 085 x 6311 x 750 x 25 x ( 380 -
) + 11 x 175 x 240 x 2545
+ 282 x 7 x 240 x 2349 ]
ϕMn = 4308 KN m gt Mu = 122057 KN m ( OK )
b Kontrol momen negatif
- Menentukan sumbu netral penampang
Tsr = Asr fyr
= 667 ( 503 ) 400
= 13413334
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
145
Tfd = As Fu
= 595 550
= 327250
T = Tsr + Tfd
= 13413334 + 327250
= 46138334
Cmax = As fy
= 6314 240
= 1515360
Cmax gt T maka titik berat berada pada profil baja
T + Ts = Cmax ndash Ts
2Ts = Cmax ndash T
Ts = 05 (1515360 ndash 46138334)
Ts = 52698833
Jika sumbu netral jatuh di web maka
b tf fy = Ts
h 7 240 = 52698833 ndash (175 11 240)
h =
= 3869 mm
- Menghitung garis kerja gaya pusat tekan
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Profil WF 6314 17500 11049500 Flens -1925 34450 - 6631625 Web -270 31965 - 863068
sum 4119 sum 3554806
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
146
ӯ =
= 8630 mm
Momen terhadap pusat tekan
Tsr Mn1 = Tsr (d ndash ӯ + t ndash 24)
= 13413334 ( 350 ndash 8630 + 120 ndash 24 )
= 48247 KN m
Tfr Mn2 = Tfd ( d ndash ӯ + 25 )
= 327250 ( 350 - 8630 + 25)
= 94477 KN m
Ts flens Mn3 = Tf ( d ndash ӯ ndash (112) )
= 462000 ( 350 ndash 8630 ndash 55 )
= 119288 KN m
Ts web M4 = Tw ( d ndash ӯ ndash 11 ndash (38692) )
= 37464 ( 350 ndash 8630 ndash 11 ndash 1934 )
= 15167 KN m
Mn = Mn1 + Mn2 + Mn3 + Mn4
= 48247 + 94477 + 119288 + 15167
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
147
= 277179 KN m
ϕ Mn = 09 Mn
= 09 277179
= 249461 KN m gt 180798 KN m (OK)
D Dimensi Penghubung Geser (Shear Conector)
Gaya horizontal akibat aksi komposit penuh
Vh = 085 a b = 085 x 6311 x 750 x 25 = 1005816 N
Digunakan Stud connector ⅝rdquo luas satu buah stud connector adalah
Asc = d2 = 158752 =19801 mm2
Kuat geser satu buah shear connector
Qn = 05 Asc lt Rg Rp Asc fu
Qn = 05 x 19801 x radic25 23500 lt 085 x 075 x 19801 x 550
Qn = 7588676 N lt 69427
Jumlah shear connector yang di butuhkan
N = = = 1448 ~ 15 buah untuk setengah bentang
Total kebutuhan shear connector adalah 28 buah untuk semua bentang Jika
dipasang dua buah shear connector pada setiap penampang melintang maka
jarak shear connector adalah
S = = 400 mm
Smin = 6d = 6 x 15875 = 9525 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
148
Smax = 8t = 8 x 120 = 960 mm
Strans = 4d = 4 x 15875 = 635 mm
Sehingga digunakan shear connector 2 x (⅝rdquo x 65 cm) dengan jarak 25
cm
E Kontrol Geser
Menghitung gaya geser ultimate
Vu = 160294
Menghitung gaya geser nominal
ϕVn = 09 (06 fy) h tw
ϕVn = 09 x 06 x 240 x 328 x 7
ϕVn = 29756 KN gt Vu = 160294 KN (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
149
425 Dimensi Sambungan
4251 Sambungan Balok Kolom
1 Sambungan Balok Kolom IWF 350 x 175 x 7 x 11 (ϕMP = 182 KN m)
Gambar 416 Rencana sambungan balok kolom IWF 350 x 175 x 7 x 11
Data geometri sambungan
pfo = 80 pfi = pb = 60 mm
h0 = hpr + pfo = 350 + 80 = 430 mm
h1 = hpr ndash tf ndash pfi = 350 ndash 11 ndash 60 = 279 mm
h2 = hpr ndash tf ndash pfi ndash pb = 350 ndash 11 ndash 60 ndash 60 = 219 mm
g = 95 mm
de = 50 mm
bp = 175 mm
hst = 130 mm -gt Lst = = = 22516 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
150
- Momen rencana sambungan (tebal pelat rencana 24 mm)
Muc = Mp + Vu (Lst + tp)
= 182 + 1603 x ( 22516 + 24 )10-3
= 22194 KN m
- Kontrol tebal end-plate
s =
= radic175 95
= 64468 mm
Yp = lang rang 2 lang rang lang rang
2
1 lang 34rang 2
42
Yp = 279 lang rang 219 lang
rang 430 lang rang
295
279 lang60 3 604
rang 219 64468 604
952
Yp = 113067 + 983126 + 475
Yp = 216129
t =
=
= 2297 lt t (24 mm) (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
151
- Kontrol tebal pelat pengaku
Direncanakan tebal pelat pengaku = 10 mm
tst = 10 mm (hst = 130 mm Lst = 22516 mm)
cek tekuk lokal
lt 056
lt
13 lt 1616 (OK)
- Kontrol Sambungan Baut
Digunakan baut A325 M20 (Ab = 31428 mm2 )
Tegangan nominal tarik baut bergantung pada gaya geser ultimate
fnt = 620 MPa
fnv = 372 MPa
frv =
=
= 51 MPa
fnrsquo = 13 fnt -
frv lt fnt
fnrsquo = 13 x 620 -
x 51 lt 620
fnrsquo = 693 lt 620
sehingga tegangan tarik maximum yang digunakan adalah 620 MPa
momen tahanan sambungan baut adalah
ϕMnp = 2ϕPt sum
= 2ϕPt (h0 + h1 + h2)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
152
= 2 075 31428 620 ( 430 + 279 + 219 )
= 271236 KN m gt Muc = 22194 KN m (OK)
- Kontrol las
Digunakan las dengan tebal las maximum yaitu
tlas 1 = 6 mm untuk las vertical
tlas 2 = 9 mm untuk las horizontal
Menentukan tiitk berat las
Las
(i)
1 2hst tlas 1 = 1560 = 424
2 2b2 tlas 2 = 1377 = 3635
3 2b1 tlas 2 = 1404 = 3435
4 2h1 tlas 1 = 3936 = 184
5 2b1 tlas 2 = 1404 = 245
6 2b2 tlas 2 = 1377 = 45
sum A = 9681
61965
2409072sum AY =
05tlas
tf + 15tlas 34398
hpr ‐ tf + tlas 482274
05hpr + tlas 724224
hpr + 05hst + tlas 661440
hpr + 15tlas 5005395
Luas (Ai) Jarak ke sumbu x (yi) Ai x yi
(mm2) (mm) mm
3
h1 = hpr ndash 2tf
= 350 ndash 211
= 328 mm
b1 = 05 [be - tw - 2tlas)
= 05 [175 ndash 7 ndash 26]
= 78 mm
b2 = 05 [be ndash tst - 2tlas)
= 05 [175 ndash 10 ndash 26]
= 765 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
153
ӯ = sumAy
sumA =
2409072 = 248845 mm
kekuatan las
fEXX = 490 MPa (E60)
ϕRn = 075 te 06 fEXX
= 075 x 0707 x 6 x 06 x 490
= 93536 N
Kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 7 x 06 x 370
= 11655 N
Kekuatan las menentukan kekuatan sambungan las dipengaruhi oleh geser
dan lentur sehingga tegangan geser untuk lentur
frv = = = 1655 MPa
fn =
= 490 1655
= 4897 MPa
Momen lentur nominal las
ϕfu = 075 0707 06 fEXX
= 075 x 0707 x 06 x 4897
= 155804 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
154
momen plastis terhadap garis netral adalah
Mn = 22914 KN m gt Muc = 22194 KN m (OK)
Las Luas (Ai) ϕfu Gaya Las
(i) (mm2) Mpa KN
1 1560 155804 2430542 1377 155804 2145423 1404 155804 2187494 3936 155804 6132455 1404 155804 2187496 1377 155804 214542
397664907552422
229140sum Mn
01150095006502240244
Mn
KN m425722459820706
Lengan kopel
m0175
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
155
2 Sambungan Balok Kolom IWF 300 x 150 x 65 x 9 (ϕMP = 113 KN m)
Gambar 417 Rencana sambungan balok kolom IWF 300 x 150 x 65 x 9
Data geometri sambungan
pfo = 80 pfi = 60 mm
h0 = hpr + pfo = 300 + 80 = 380 mm
h1 = hpr ndash tf ndash pfi = 300 ndash 9 ndash 60 = 231 mm
g = 70 mm
de = 75 mm
bp = 150 mm
hst = 155 mm -gt Lst = = 26846mm
- Momen rencana sambungan (tebal pelat rencana 24 mm)
Muc = Mp + Vu (Lst + tp)
= 113 + 285 x ( 26846 + 14 )10-3
= 12105 KN m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
156
- Kontrol tebal end-plate
s =
= radic150 70
= 51234 mm
Yp = lang rang lang rang
2
1lang rang 0
Yp = 231 lang
rang 380 lang
rang
270
231lang51234 51234rang 380 75 80
Yp = 131069 + 235914
Yp = 366983
t =
=
= 1302 lt t (14 mm) (OK)
- Kontrol tebal pelat pengaku
Direncanakan tebal pelat pengaku = 10 mm
tst = 10 mm (hst = 155 mm Lst = 26846 mm)
cek tekuk lokal
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
157
lt 056
lt
155 lt 1616 (OK)
- Kontrol Sambungan Baut
Digunakan baut A325 M20 (Ab = 31428 mm2 )
Tegangan nominal tarik baut bergantung pada gaya geser ultimate
fnt = 620 MPa
fnv = 372 MPa
frv =
=
= 16 MPa
fnrsquo = 13 fnt -
frv lt fnt
fnrsquo = 13 x 620 -
x 16 lt 620
fnrsquo = 770 lt 620
sehingga tegangan tarik maximum yang digunakan adalah 620 MPa
momen tahanan sambungan baut adalah
ϕMnp = 2ϕPt sum
= 2ϕPt (h0 + h1)
= 2 075 31428 620 ( 380 + 231)
= 17858 KN m gt Muc = 12105 KN m (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
158
- Kontrol las
Digunakan las dengan tebal las maximum yaitu
tlas 1 = 6 mm untuk las vertical
tlas 2 = 7 mm untuk las horizontal
Menentukan tiitk berat las
ӯ = sumAy
sumA =
1999635 = 228190 mm
Las
(i)
1 2hst tlas 1 = 1860 = 3865
2 2b2 tlas 2 = 1152 = 3135
3 2b1 tlas 2 = 11835 = 2955
4 2h1 tlas 1 = 3384 = 159
5 2b1 tlas 2 = 11835 = 225
6 2b2 tlas 2 = 1152 = 45
sum A = 8763
tf + 15tlas 2662875
05tlas 5184
sum AY = 1999635
hpr ‐ tf + tlas 34972425
05hpr + tlas 538056
hpr + 05hst + tlas 718890
hpr + 15tlas 361152
Luas (Ai) Jarak ke sumbu x (yi) Ai x yi
(mm2) (mm) mm
3
h1 = hpr ndash 2tf
= 300 ndash 29
= 282 mm
b1 = 05 [be - tw - 2tlas)
= 05 [150ndash 65 ndash 26]
= 6575 mm
b2 = 05 [be ndash tst - 2tlas)
= 05 [150 ndash 10 ndash 26]
= 64 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
159
kekuatan las
fEXX = 490 MPa
ϕRn = 075 te 06 fEXX
= 075 x 0707 x 6 x 06 x 490
= 935361 N
Kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 65 x 06 x 370
= 108225 N
Kekuatan las menentukan kekuatan sambungan las dipengaruhi oleh geser
dan lentur sehingga tegangan geser untuk lentur
frv = = = 325 MPa
fn =
= 490 325
= 4899 MPa
Momen lentur nominal las
ϕfu = 075 0707 06 fEXX
= 075 x 0707 x 06 x 4899
= 155861 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
160
momen plastis terhadap garis netral adalah
Mn = 188227 KN m gt Muc = 12105 KN m (OK)
Las Luas (Ai) ϕfu Gaya Las
(i) (mm2) Mpa KN
1 1860 155861 2899012 1152 155861 1795523 11835 155861 1844614 3384 155861 5274345 11835 155861 1844616 1152 155861 179552
sum Mn 188227
0069 364930206 379420224 40164
0158 458940085 153170067 12416
Lengan kopel Mn
m KN m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
161
4251 Sambungan Balok Balok
1 Sambungan Balok Balok IWF 300 x 150 x 65 x 9 (ϕVn = 2527 KN m)
Gambar 418 Rencana sambungan balok balok IWF 300 x 150 x 65 x 9
Dicoba 5 buah baut M16 (AB = 20114 mm2) dengan tebal pelat 8 mm
fnv = 372 MPa
Kekuatan geser baut
ϕRn = 075 fn AB
= 075 x 372 x 20114
= 5611 KN
Kekuatan tumpuan baut
ϕRn = 12 lc t fu lt 24 d t fu
ϕRn = 12 x 32 x 8 x 370 lt 24 x 16 x 8 x 37
ϕRn = 113664 lt 113664
Jumlah baut perlu
nBAUT =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
162
=
= 45 ~ 5 baut
Untuk baut diameter 16 jarak ke tepi
Jarak minimum = 22 mm (tabel 227)
Jarak maximum = 12 tmin = 12x 6 = 72 mm
Diambil 34 mm
Untuk baut diameter 16 jarak antar baut
Jarak minimum = 3d = 3 x 16 = 48 mm
Jarak maximum = 14 tmin = 14 x 6 = 84 mm
Diambil 50 mm
Kontrol Pelat
ϕVn = 09 x 06 x Ag x fy
= 09 x 06 x 268 x 8 x 240
= 2778 KN gt 2527 KN
Kontrol Las
kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 65 x 06 x 370
= 1082 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
163
kekuatan las transversal
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490
= 779467 Nmm
kekuatan las longitudinal
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490 x ( 1 + 05sin15 90 )
= 116920 Nmm
Sehingga kekuatan sambungan las adalah
P =sum ϕRn min x L
= 779467 x 268 + 1082 x 1295
= 349 KN gt 2527 KN (OK)
Gambar 419 Detail sambungan balok balok IWF 300 x 150 x 65 x 9
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
164
2 Sambungan Balok Balok IWF 250 x 125 x 6 x 9 (ϕVn = 1944 KN m)
Gambar 420 Rencana sambungan balok balok IWF 250 x 125 x 6 x 9
Dicoba 4 buah baut M16 (AB = 20114 mm2) dengan tebal pelat 8 mm
fnv = 372 MPa
Kekuatan geser baut
ϕRn = 075 fn AB
= 075 x 372 x 20114
= 5611 KN
Kekuatan tumpuan baut
ϕRn = 12 lc t fu lt 24 d t fu
ϕRn = 12 x 32 x 8 x 370 lt 24 x 16 x 8 x 370
ϕRn = 113664 lt 113664
Jumlah baut perlu
nBAUT =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
165
=
= 346 ~ 4 baut
Untuk baut diameter 16 jarak ke tepi
Jarak minimum = 22 mm (tabel 227)
Jarak maximum = 12 tmin = 12x 6 = 72 mm
Diambil 34 mm
Untuk baut diameter 16 jarak antar baut
Jarak minimum = 3d = 3 x 16 = 48 mm
Jarak maximum = 14 tmin = 14 x 6 = 84 mm
Diambil 50 mm
Kontrol Pelat
ϕVn = 09 x 06 x Ag x fy
= 09 x 06 x 218 x 8 x 240
= 22602 KN gt 1944 KN
Kontrol Las
kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 6 x 06 x 370
= 999 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
166
kekuatan las transversal
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490
= 779467 Nmm
kekuatan las longitudinal
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490 x ( 1 + 05sin15 90 )
= 116920 Nmm
Sehingga kekuatan sambungan las adalah
P =sum ϕRn min x L
= 779467 x 268 + 999 x 1295
= 33826 KN gt 1944 KN (OK)
Gambar 421 Detail sambungan balok balok IWF IWF 250 x 125 x 6 x 9
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
167
3 Sambungan Balok Balok IWF 200 x 100 x 55 x 8 (ϕVn = 1422 KN m)
Gambar 422 Rencana sambungan balok balok IWF 200 x 100 x 55 x 8
Dicoba 3 buah baut M16 (AB = 20114 mm2) dengan tebal pelat pengaku 8 mm
fnv = 372 MPa
Kekuatan geser baut
ϕRn = 075 fn AB
= 075 x 372 x 20114
= 5611 KN
Kekuatan tumpuan baut
ϕRn = 12 lc t fu lt 24 d t fu
ϕRn = 12 x 32 x 8 x 370 lt 24 x 16 x 8 x 370
ϕRn = 113664 lt 113664
Jumlah baut perlu
nBAUT =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
168
=
= 253 ~ 3 baut
Untuk baut diameter 16 jarak ke tepi
Jarak minimum = 22 mm (tabel 227)
Jarak maximum = 12 tmin = 12 x 6 = 72 mm
Diambil 34 mm
Untuk baut diameter 16 jarak antar baut
Jarak minimum = 3d = 3 x 16 = 48 mm
Jarak maximum = 14 tmin = 14 x 6 = 84 mm
Diambil 50 mm
Kontrol Pelat
ϕVn = 09 x 06 x Ag x fy
= 09 x 06 x 168 x 8 x 240
= 174 KN gt 1422 KN
Kontrol Las
kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 55 x 06 x 370
= 91575 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
169
kekuatan las
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490
= 779467 Nmm
Sehingga kekuatan sambungan las adalah
P = ϕRn min x L
= 779467 x 268
= 20889 KN gt 158 KN (OK)
Gambar 423 Detail sambungan balok balok IWF 200 x 100 x 55 x 8
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
170
4 Sambungan Balok Balok L 70 x 70 x 7 (ϕVn = 635 KN m)
Gambar 424 Rencana sambungan balok balok L 70 x 70 x 7
Kontrol las dengan tebal 5 mm
kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 6 x 06 x 370
= 999 Nmm
kekuatan las
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490
= 779467 Nmm
Sehingga kekuatan sambungan las adalah
P = ϕRn min x L
= 779467 x 110
= 8574 KN gt 635KN (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
171
BAB V
KESIMPULAN DAN SARAN
51 Kesimpulan
Dari hasil perhitungan dan analisa yangtelah dilakukan maka dapat diambil
kesimpulansebagai berikut
1 Dari hasil analisa perhitungan struktur sekunder didapatkan
Pelat lantai elevasi + 580 menggunakan Bondex LYSAGHT
INDONESIA BMT = 07 mm dengan tebal plat beton 120 mm dan untuk
elevasi lain nya digunakan pelat chekered t = 45 mm dengan siku L 70 x
70 x 7 sebagai pengaku
Balok anak lantai pabrik
1 WF 250 x 125 x 6 x 9 untuk elevasi + 580 m
2 WF 200 x 100 x 55 x 8 untuk elevasi yang lain
Gording dengan profil CNP 150 x 50 x 20 x 32
Sagrod Oslash 10 mm
Ikatan angin Oslash 22 mm
Balok tangga UNP 200 x 80 x 75 x 11
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
172
2 Dari hasil analisa perhitungan struktur primer didapatkan
Kolom 350 x 350 x 12 x 19 untuk elevasi +000 sd +1640 pada portal 7
portal 6 dan portal 5
Kolom 300 x 300 x 10 x 15 untuk portal 12 portal 11 portal 10 portal 8
dan portal 7 portal 6 portal 5 dari elevasi +1640 sd +3550
Kolom 200 x 200 x 8 x 12 untuk kolom pendukung pada portal 8 dan 9
Balok 350 x 175 x 7 x 11 komposit untuk elevasi +580
Balok 350 x 175 x 7 x 11 untuk balok atap
Balok 300 x 150 x 65 x 9 komposit untuk balok induk semua elevasi
sesuai gambar kerja
3 Rekapitulasi gaya pada struktur
Tabel 51 Resume gaya luar dan stress ratio kolom
No Dimensi Profil Pu Mux Muy ϕPn ϕMnx ϕMny Stress
Ratio KN KN m KN m KN KN m KN m
1 350 x 350 x 12 x 19 -171412 -7624 -5979 308307 51924 25377 0938
2 300 x 300 x 10 x 15 -54867 -7138 -1717 238600 31937 14724 0710
3 200 x 200 x 8 x 12 -5225 -1217 -612 69605 9547 5244 0334
Tabel 52 Resume gaya luar dan stress ratio balok komposit
No Dimensi Profil M+
max M-max ϕM+ ϕM-
KN m Stress
Ratio (M+) Stress Ratio
(M+) KN m KN m KN m
1 350 x 175 x 7 x 11 122057 180798 43080 249461 0283 0724
2 300 x 150 x 65 x 9 3774 6125 25442 17133 0148 0357
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
173
52 Saran
Perencanaan struktur harus mempertimbangkan aspek teknis ekonomi dan
estetika Pemodelan yang sederhana dapat mempermudah pekerjaan analisa
struktur dan diharapkan hasil yang mendekati kondisi sesungguhnya Perlu
dilakukan analisa geoteknik untuk menentukan titik jepit sesungguhnya agar
mendapatkan hasil prilaku struktur yang sebenarnya
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
188
DAFTAR PUSTAKA
Anonim1 1983 Peraturan Pembebanan Indonesia untuk Gedung 1983
Yayasan Lembaga Penyelidikan Masalah Bangunan
Anonim2 2002 Tatacara Perencanaan Struktur Beton Untuk Bangunan Gedung
SNI 03-2478-2002 Badan Standardisasi Nasional
Anonim3 2012 Tata Cara Perencanaan Ketahanan Gempa Untuk Struktur
Bangunan Gedung Dan Non Gedung SNI-1726-2012 Badan
Standardisasi Nasional
Anonim4 2015 Spesifikasi untuk bangunan baja gedung baja struktural SNI
1729-2015 Badan Standardisasi Nasional
Asroni A 2010 Balok dan Pelat Beton Bertulang Yogyakarta Graha Ilmu
Dewobroto Wiryanto 2015 Struktur Baja Perilaku Analisis Dan
Disain ndash AISC 2010 Tangerang LUMINA Press
Fakhrur Rozi Muhammad 2014 ldquoPengaruh Panjang Daerah Pemasangan Shear
Connector Pada Balok Komposit Terhadap Kuat Lenturrdquo Jurnal Rekayasa
Teknik Sipil Vol 2 No 2 4
Oentoeng 1999 Konstruksi Baja Yogyakarta ANDI
Salmon CG dkk 1995 Struktur Baja Disain Dan Perilaku Jakarta Erlangga
Schueller Wolfgang 1989 Struktur Bangunan Bertingkat Tinggi
Bandung PT ERESCO
Schodek Daniel L 1991 Struktur Bandung PT ERESCO
Setiawan Agus 2008 Perencanaan Struktur Baja dengan Metode LRFD
Jakarta Erlangga
Smith JC Structural Steel Design LRFD Approach Canada Jhon Wlwy amp
Sons 1991
Park R 1989 Evaluation of Ductility of Structures And Structural Assemblages
From Laboratory TestingBulletin of the New Zealand National Society for
Earthquake Engineering Vol 22 No 3 Sepetember 1989New Zealand
University of Canterbury
McComarc JC Structural Steel Design New York Harper amp Row 1981
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xvi
Murray TM dan SummerEA 2003 ldquoExtended End-Plate Moment Connections
Seismic and Wind Applications 2nd Editionrdquo Steel Design Guide Series -
4 American Institute of Steel Construction Inc
Wijaya PK Panjang efektif Untuk Tekuk Torsi Lateral Pada Balok Baja
Dengan Penampang I Konferensi Nasional Teknik Sipil 7 2013
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
- Cover
- Abstrak
- KATA PENGANTAR
- DAFTAR ISI
- BAB I
- BAB II
- BAB III
- BAB IV
- BAB V
- Daftar Pustaka
-
vi
2224 Perencanaan Batang Lentur 42
2225 Perencanaan Balok Kolom 48
2226 Perencanaan Balok Komposit 48
2227 Perencanaan Sambungan Las 59
2228 Perencanaan Sambungan Baut 63
23 Disain untuk Stabilitas 72
BAB III METODE PENELITIAN 79
31 Persiapan 79
32 Bagan Alir 79
321 Mulai 80
322 Pengumpulan Data 80
323 Studi Literatur 80
324 Tahap Disain Data 81
325 Pengolahan Data 82
326 Hasil Dan Pembahasan 82
327 Kesimpulan dan saran 82
328 Selesai 82
BAB IV HASIL DAN PEMBAHASAN 83
41 Disain Struktur Sekunder 83
411 Pelat Floor Deck 83
412 Balok Anak Pelat Floor Deck 86
413 Pelat Chekered 91
414 Siku Pengaku Pelat Chekered 93
415 Balok Anak Pelat Chekered 95
416 Gording 97
417 Sagrod 103
418 Ikatan Angin 105
419 Tangga 108
42 Disain Struktur Primer 111
421 Beban Beban Yang Bekerja 111
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
vii
4211 Beban Grafitasi 111
4212 Beban angin 112
4213 Beban Gempa 113
4214 Beban Notional 118
422 Kombinasi Beban 118
423 Kontrol Drift 119
424 Kontrol Profil 121
4241 Kolom 350 x 350 x 12 x 19 121
4242 Kolom 300 x 300 x 10 x 15 125
4243 Kolom 200 x 200 x 8 x 12 129
4244 Balok Komposit 300 x 150 x 65 x 9 133
4245 Balok Komposit 350 x 175 x 7 x 11 141
425 Dimensi Sambungan 149
4251 Sambungan Balok Kolom 149
4252 Sambungan Balok Balok 161
BAB V KESIMPULAN DAN SARAN 171
51 Kesimpulan 171
52 Saran 173
DAFTAR PUSTAKA 174
LAMPIRAN A
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
viii
DAFTAR TABEL
Tabel 21 Berat jenis bahan bangunan 6
Tabel 22 Beban Mati Tambahan (komponen gedung) 7
Tabel 23 Beban Hidup Pada Lantai Bangunan 9
Tabel 24 Beban Hidup Pada Atap 10
Tabel 25 Koefisien reduksi beban hidup 11
Tabel 26 Koefisien Beban Angin 13
Tabel 27 Kategori risiko bangunan gedung dan non gedung untuk beban
gempa 15
Tabel 28 Faktor keutamaan gempa 17
Tabel 29 Faktor R Cd dan Ω0 untuk sistem penahan gaya gempa 19
Tabel 210 Klasifikasi situs 24
Tabel 211 Koefisien situs Fa 26
Tabel 212 Koefisien situs Fv 27
Tabel 213 Kategori desain seismik berdasarkan parameter respons percepatan pada
perioda pendek 28
Tabel 214 Kategori desain seismik berdasarkan parameter respons percepatan
pada perioda 1 detik 28
Tabel 215 Nilai parameter perioda pendekatan Ct dan x 31
Tabel 216 Koefisien untuk batas perioda struktur 32
Tabel 217 Persyaratan untuk masing-masing tingkat yang menahan lebih dari
35 persen gaya geser dasar 34
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
ix
Tabel 218 Simpangan antar lantai ijin 37
Tabel 219 Tebal Minimum balok non-prategang atau pelat satu arah bila
lendutan tidak dihitung 38
Tabel 220 Rasio Tulangan Minimum Pada Pelat 40
Tabel 221 Nilai kekuatan lentur berdasarkan SNI 1729 2015 42
Tabel 222 Batas Lendutan Maksimum 46
Tabel 223 Nilai untuk Rg dan Rp untuk setiap kasus Kapasitas untuk angkur
steel headed stud 59
Tabel 224 Tebal minimum las sudut 61
Tabel 225 Pratarik baut minimum kN 64
Tabel 226 Kekuatan nominal pengencang dan bagian yang berulir ksi (MPa) 66
Tabel 227 Dimensi Lubang Nominal mm 66
Tabel 228 Jarak tepi minimum dari pusat lubang standar ke tepi dari bagian
yang disambung 67
Tabel 229 Kapasitas sambungan end-pelat menurut AISC 2003 70
Tabel 41 Beban mati struktur (rangka) 115
Tabel 42 Beban mati struktur (Atap partisi diafragma dll) 115
Tabel 43 Beban hidup struktur 116
Tabel 44 Waktu getar alami dan partisipasi massa 116
Tabel 45 Base Reaction 117
Tabel 46 Simpangan antar lantai akibat gempa X 119
Tabel 47 Simpangan antar lantai akibat gempa Y 120
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
x
Tabel 48 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 350 x 350 x 12 x 19 123
Tabel 49 Resume gaya geser Kolom 350 x 350 x 12 x 19 125
Tabel 410 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 300 x 300 x 10 x 15 127
Tabel 411 Resume gaya geser Kolom 300 x 300 x 10 x 15 129
Tabel 412 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 200 x 200 x 8 x 12 131
Tabel 413 Resume gaya geser Kolom 200 x 200 x 8 x 12 133
Tabel 414 Resume Gaya luar envelope balok komposit 300 x 150 x 65 x 9 134
Tabel 415 Resume Gaya luar envelope balok komposit 350 x 175 x 7 x 11 141
Tabel 51 Resume gaya luar dan stress ratio kolom 172
Tabel 52 Resume gaya luar dan stress ratio balok komposit 172
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xi
DAFTAR GAMBAR
Gambar 21 Jalur Cincin Api dan Gunung Berapi Sebagai Pusat Gempa 14
Gambar 22 Peta Gempa Pada SNI 1726 2012 14
Gambar 23 Respon Spektrum Gempa Rencana Wilayah Medan (SNI-03-
1726-2012) 17
Gambar 24 Penentuan simpangan antar lantai 36
Gambar 25 Diagram tegangan momen positif floor deck 39
Gambar 26 Diagram tegangan momen negatif floor deck 41
Gambar 27 Kuat Momen Lentur Nominal Akibat Tekuk Torsi Lateral 45
Gambar 28 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan
ẏ lt (ts - hfd) 50
Gambar 29 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan
ẏ gt (ts - hfd) 50
Gambar 210 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan
ẏ lt (ts + tf) 52
Gambar 211 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan
ẏ gt (ts + tf) 53
Gambar 212 Diagram tegangan balok komposit momen negatif dengan
ts gt ẏ gt (ts + tf) 55
Gambar 213 Diagram tegangan balok komposit momen negatif dengan
ẏ gt (ts + tf) 56
Gambar 214 Tebal efektif las sudut 60
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xii
Gambar 215 Panjang las longitudinal 61
Gambar 216 Momen plastis siklik pada sambungan pemikul momen 63
Gambar 217 Sambungan pemikul momen menurut AISC 2003 67
Gambar 218 Lokasi sendi plastis 68
Gambar 219 Menentukan Muc 68
Gambar 220 Geometri sambungan end-plate 68
Gambar 221 Momen kopel baut tarik terhadap sayap tekan 69
Gambar 222 Sambungan balok anak ke balok induk 72
Gambar 223 Pengaruh Orde ke-2 (AISC 2010) 74
Gambar 31 Diagram Alir Penelitian 79
Gambar 41 Tributari area elevasi +580 m 83
Gambar 42 Distribusi momen untuk pelat satu arah 84
Gambar 43 Diagram tegangan momen kopel (positif) floor deck 84
Gambar 44 Diagram tegangan momen kopel (negatif) floor deck 85
Gambar 45 Tributari area elevasi +1070 m 91
Gambar 46 Distribusi momen untuk pelat satu arah 92
Gambar 47 Rencana atap elevasi +1250 m dan +3550 m 97
Gambar 48 Kecepatan angin 98
Gambar 49 Rencana sagrod 103
Gambar 410 Tributari area ikatan angin 105
Gambar 411 Rencana tangga 108
Gambar 412 Respon spectra rencana 113
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xiii
Gambar 413 Beban notional pada etabs 2015 118
Gambar 414 Grafik simpangan antar lantai VS elevasi akibat gempa ndash X 120
Gambar 415 Grafik simpangan antar lantai VS elevasi akibat gempa ndash Y 121
Gambar 416 Rencana sambungan balok kolom IWF 350 x 175 x 7 x 11 149
Gambar 417 Rencana sambungan balok kolom IWF 300 x 150 x 65 x 9 155
Gambar 418 Rencana sambungan balok balok IWF 300 x 150 x 65 x 9 161
Gambar 419 Detail sambungan balok balok IWF 300 x 150 x 65 x 9 163
Gambar 420 Rencana sambungan balok balok IWF 250 x 125 x 6 x 9 164
Gambar 421 Detail sambungan balok balok IWF IWF 250 x 125 x 6 x 9 166
Gambar 422 Rencana sambungan balok balok IWF 200 x 100 x 55 x 8 167
Gambar 423 Detail sambungan balok balok IWF 200 x 100 x 55 x 8 169
Gambar 424 Rencana sambungan balok balok L 70 x 70 x 7 170
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xiv
DAFTAR NOTASI
A luas penampang beton (mm2)
A B luas penampang baut (mm2)
As luas tulangan tarik (mm2)
Asrsquo luas tulangan tekan (mm2)
Av luas tulangan geser dalam daerah sejarak s (mm2)
Aw luas badan profil
Cb faktor midifikasi tekuk torsi lateral untuk diagram momen tidak merata
Cd faktor amplifikasi defleksi
Cu koefisien batas prioda struktur
Cs koefisien respons seismik
Ct koefisien prioda struktur pendekatan
Cw konstanta warping
Eh gaya gempa horizontal
Ev gaya gempa vertikal
Es modulus elastisitas baja (MPa)
Ec modulus elastisitas beton (MPa)
I momen inersia (mm4)
Ie faktor keutamaan gempa
J konstanta torsi
K koefisien panjang efektif
Lp panjang plastis
Lr panjang batas untuk kondisi inelastis
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xv
Lb panjang profil tak terkekang
Mu momen maksimum pada komponen struktur (Nmm)
Mn momen tahanan nominal profilpenampang
Mux momen lentur terfaktor terhadap sumbu-x
Muy momen lentur terfaktor terhadap sumbu-y
Muc momen rencana sambungan
Mnx kuat nominal lentur penampang terhadap sumbu-x
Mny kuat nominal lentur penampang terhadap sumbu-y
N jumlah tingkat
Ni gaya notional yang bekerja pada level i
Pr gaya tekan hasil kombinasi LRFD
Pe gaya menurut euler
Pn gaya terkoreksi menurut SNI 1729 2015
Ptr Kuat tarik baut
R faktor modifikasi respons
SDS parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang perioda
pendek
S1 parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang sebesar
10 detik
Ta waktu getar struktur pendekatan
Tc waktu getar struktur analisa modal
nV kuat geser nominal (N)
Vu gaya geser hasil kombinasi LRFD
V1 gaya geser dasar nominal sebagai respons dinamik ragam yang
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xvi
pertama saja
Vt gaya geser dasar nominal yang didapat dari hasil analisis ragam
spektrum respons yang telah dilakukan
W berat seismik efektif
Y konstanta tebal end-plate
a tinggi blok tegangan (mm)
b lebar balok (mm)
c jarak serat tekan terluar ke garis netral (mm)
cv koefisien geser
d jarak dari serat tekan terluar ke titik berat tulangan tarik tinggi efektif (mm)
drsquo jarak dari serat tekan terluar ke titik berat tulangan tekan (mm)
g percepatan grafitasi
hfd tinggi floor deck
frsquoc kuat tekan beton (MPa)
ffd tegangan floor deck
fy tegangan leleh baja (MPa)
fnt tegangan tarik baut (MPa)
fnv tegangan geser baut (MPa)
h tinggi balok (mm)
kv koefisien tekuk geser pelat badan
qDL beban akibat berat sendiri (kNm)
qLL beban akibat beban hidup (kNm)
qWL beban akibat tekanan angin (kNm)
r jari jari inersia (mm4)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xvii
Δ defleksi pada elemen global
1 konstanta yang merupakan fungsi dari kelas kuat beton
δ defleksi pada elemen lokal
λ kelangsingan =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
1
BAB I
PENDAHULUAN
11 Latar Belakang
Perkembangan industri pengolahan kelapa sawit yang pesat di
Indonesia khususnya sumatera utara ahkir ahkir ini memicu pertumbuhan dan
pembangunan pabrik refinery (pemurnian) dan Fraksinasi (pemisahan) kelapa
sawit dimana pabrik refinery dan fraksinasi tersebut mendorong para
perencana bangunan untuk membuat bangunan pabrik tingkat tinggi yang
tahan gempa Dimana berdasarkan geografis Indonesia terletak di antara dua
lempeng dunia yang aktif yaitu Eurasia dan Australia Hal ini
mengkibatkan Indonesia merupakan daerah rawan gempa Akhir ndash akhir ini
gempa yang mengguncang pulau sumatera terjadi dalam skala besar tahun
2004 gempa Aceh (26 desember Skala 92) yang disertai Tsunami dan gempa
padang (30 September 2009 Skala 76) yang masih sering terjadi hingga saat
ini sehingga mengakibatkan kerusakan pada bangunan tingkat tinggi yang
cukup parah
Kondisi itu menyadarkan kita bahwa Indonesia merupakan daerah
rawan terjadinya gempa Untuk mengurangi resiko bencana yang terjadi
diperlukan konstruksi bangunan tahan gempa Hal ini pula yang menuntut
seorang perencana agar membuat perencanaan struktur bangunan tingkat tinggi
agar dapat menahan gaya yang diakibatkan oleh gempa bumi tersebut
Struktur yang kuat biasanya memiliki dimensi yang besar tetapi tidak
ekonomis jika diterapkan pada bangunan bertingkat tinggi Perhitungan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
2
dimensi biasanya didasarkan pada kolom atau balok struktur yang menanggung
beban paling besar Untuk mendapatkan dimensi penampang yang optimal
maka besar gaya-gaya yang bekerja pada struktur perlu diketahui analisa balok
maupun kolom
Dengan adanya pengaruh beban-beban yang bekerja maka kapasitas
momen akan dideformasikan merata ke seluruh elemen Apabila struktur lentur
maka pembebanan pada balok perlu diperhitungkan deformasi momennya
Tugas akhir ini merupakan studi untuk merencanakan bangunan tingkat
tinggi dengan struktur baja Dimana bangunan tingkat tinggi tersebut harus
mampu bertahan terhadap gaya gempa dan gaya grafitasi yang terjadi
12 Perumusan Masalah
Dari latar belakang dapat dirumuskan suatu permasalahan sebagai berikut
1 Bagaimana merencanakan dimensi gording terhadap momen akibat gaya
grafitasi dan angin
2 Bagaimana merencanakan tebal floor deck terhadap momen akibat gaya
grafitasi
3 Bagaimana merencanakan dimensi balok anak terhadap momen akibat
gaya grafitasi
4 Bagaimana merencanakan tangga terhadap momen akibat gaya grafitasi
5 Bagaimana merencanakan lantai dengan checkered mild steel
6 Bagaimana merencanakan dimensi kolom dan dimensi balok pada sistem
rangka pemikul momen akibat gaya gravitasi dan gaya gempa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
3
7 Bagaimana pemodelan dan menganalisa struktur dengan menggunakan
program bantu ETABS 2015
13 Tujuan Penelitian
Adapun maksud dan tujuan penulisan tugas akhir ini adalah
1 Merencanakan dimensi gording terhadap momen akibat gaya grafitasi dan
angin
2 Merencanakan tebal floor deck terhadap momen akibat gaya grafitasi
3 Merencanakan dimensi balok anak terhadap momen akibat gaya grafitasi
4 Merencanakan tangga terhadap momen akibat gaya grafitasi
5 Merencanakan lantai dengan checkered mild steel
6 Merencanakan dimensi kolom dan dimensi balok pada sistem rangka
pemikul momen akibat gaya gravitasi dan gaya gempa
7 Memodelan dan menganalisa struktur dengan menggunakan program bantu
ETABS 2015
14 Mamfaat Penelitian
Tugas akhir ini diharapkan dapat menambah ilmu dan pengetahuan tentang
perencanaan struktur baja pada bangunan yang berfungsi sebagai pabrik dengan
SNI-03-1729-2015 dan SNI-03-1726-2012
15 Pembatasan masalah
Dalam penelitian ini permasalahan dibatasi ruang lingkupnya agar tidak
terlalu luas Pembatasan masalah meliputi
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
4
a Gaya yang bekerja pada struktur utama adalah gaya gravitasi dan gempa
b Tekanan angin pada atap dihitung antara kecepatan angin maximum atau
tekanan minimum
c Jumlah Lantai 8 tingkat
d Fungsi bangunan adalah sebagai pabrik
e Mesin mempunyai struktur dan pondasi sendiri
f Gedung terletak di medan dan digunakan respons spectrum kota medan
pada SNI-03-1726-2012 pada jenis tanah keras
g Tidak meninjau struktur bawah
h Mengunakan pedoman perencanaan pembebanan untuk rumah dan gedung
(SKBI-1353-1987) sebagai acuan beban gravitasi dan beban angin
16 Sistematika Penulisan
BAB I Pendahuluan
Bab ini mencakup latar belakang penelitian tujuan penelitian
pembatasan masalah mekanisme percobaan metodologi penelitian
manfaat penelitian dan sistematika penulisan
BAB II Dasar teori
Pada bab ini berisikan tentang dasar-dasar teori yang berkaitan tentang
penelitian
BAB III Metode perencanaan
Pada bab ini berisikan tentang data spesifikasi dan perencanaan mutu
baja yang digunakan mutu beton yang di gunakan spefisikasi teknis
yang di gunakan dan metode perencanaan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
5
BAB IV Hasil dan Pembahasan
Pada bab ini membahas tentang hasil dari perencanaan struktur
sekunde perencanaan sistem rangka utama shear conector sambungan
dan gambar teknik
BAB V Kesimpulan dan Saran
Pada bab ini berisikan kesimpulan dari hasil penelitian yang diperoleh
dan saran-saran mengenai penelitian yang dilakukan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
6
BAB II
DASAR TEORI
21 Dasar Perencanaan
211 Jenis Pembebanan
Perencanakan struktur pada suatu bangunan bertingkat berdasarkan pada
gaya gaya yang akan bekerja pada bangunan tersebut struktur yang didisain harus
mampu mendukung berat bangunan beban hidup akibat fungsi bangunan tekanan
angin maupun beban khusus berupa gempa dll Beban-beban yang bekerja pada
struktur dihitung menurut Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983
2111 Beban Mati (qDL)
Beban mati adalah berat dari semua bagian dari suatu gedung yang bersifat tetap
termasuk segala unsur tambahan penyelesaianndashpenyelesaian mesin mesin serta
peralatan tetap yang merupakan bagian tak terpisahkan dari gedung ituUntuk
merencanakan gedung ini beban mati yang terdiri dari berat sendiri bahan
bangunan dan komponen gedung adalah
Tabel 21 Berat jenis bahan bangunan
No Material Berat Keterangan 1 Baja 7850 kgm3
2 Batu alam 2600 kgm3
3 Batu belah batu bulatbatu gunung 1500 kgm3 berat tumpuk 4 Batu karang 700 kgm3 berat tumpuk
5 Batu pecah 1450 kgm3
6 Besi tuang 7250 kgm3
7 Beton 2200 kgm3
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
7
Tabel 21 Berat jenis bahan bangunan (lanjutan)
No Material Berat Keterangan 8 Beton bertulang 2400 kgm3
9 Kayu 1000 kgm3 kelas I
10 Kerikil koral 1650 kgm3 kering udara sampai
11 Pasangan bata merah 1700 kgm3
12 Pasangan batu belah batu bulat 2200 kgm3
13 Pasangan batu cetak 2200 kgm3
14 Pasangan batu karang 1450 kgm3
15 Pasir 1600 kgm3 kering udara sampai
16 Pasir 1800 kgm3 jenuh air
17 Pasir kerikil koral 1850 kgm3 kering udara sampai
18 Tanah lempung dan lanau 1700 kgm3 kering udara sampai
19 Tanah lempung dan lanau 2000 kgm3 basah
20 Timah hitam timbel) 11400 kgm3
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
Tabel 22 Beban Mati Tambahan (komponen gedung)
No Material Berat Keterangan
1 Adukan per cm tebal
21
kgm2
- dari semen
- dari kapur semen merahtras 17 kgm2
2 Aspal per cm tebal 14 kgm2
3 Dinding pasangan bata merah
450
kgm2
- satu batu
- setengah batu 250 kgm2
4
Dinding pasangan batako - berlubang tebal dinding 20 cm (HB 20) tebal dinding 10 cm (HB 10)
200120
kgm2
kgm2
- tanpa lubang tebal dinding 15 cm tebal dinding 10 cm
300
200
kgm2
kgm2
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
8
Tabel 22 Beban mati tambahan (komponen gedung) (lanjutan)
No Material Berat Keterangan
5
Langit-langit amp dinding terdiri
- semen asbes (eternit) tebal
maks 4 mm
- kaca tebal 3-5 mm
11
10
kgm2
kgm2
termasuk rusuk-rusuk
tanpa pengantung atau
pengaku
6 Lantai kayu sederhana dengan 40 kgm2 tanpa langit-langit bentang
7 Penggantung langit-langit (kayu) 7 kgm2 bentang maks 5 m jarak
8 Penutup atap genteng 50 kgm2 dengan reng dan usuk kaso
9 Penutup atap sirap 40 kgm2 dengan reng dan usuk kaso
10 Penutup atap seng gelombang 10 kgm2 tanpa usuk
11 Penutup lantai ubin cm tebal 24 kgm2 ubin semen portland teraso
12 Semen asbes gelombang (5 mm) 11 kgm2
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
2112 Beban Hidup (qLL)
Beban hidup adalah semua beban yang terjadi akibat penghuni atau pengguna suatu
gedung termasuk beban ndash beban pada lantai yang berasal dari barang ndash barang yang
dapat berpindah mesin ndash mesin serta peralatan yang merupakan bagian yang tidak
terpisahkan dari gedung dan dapat diganti selama masa hidup dari gedung itu
sehingga mengakibatkan perubahan pembebanan lantai dan atap tersebut
Khususnya pada atap beban hidup dapat termasuk beban yang berasal dari air hujan
(PPIUG 1983)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
9
Beban hidup merupakan baban-beban gravitasi yang bekerja pada saat struktur
telah berfungsi namun bervariasi dalam besar dan lokasinya Contohnya adalah
beban orang furnitur perkakas yang dapat bergerak kendaraan dan barang-barang
yang dapat disimpan Secara praktis beban hidup bersifat tidak permanen
sedangkan yang lainnya sering berpindah-pindah tempatnya Karena tidak
diketahui besar lokasi dan kepadatannya besar dan posisi sebenarnya dari beban-
beban semacam itu sulit sekali ditentukan (Salmon dan Johnson 1992)
Beban hidup untuk bangunan terdiri dari beban hidup lantai dan beban hidup atap
yang bervariasi bergantung pada fungsi bangunan tersebut
Tabel 23 Beban Hidup Pada Lantai Bangunan
No Fungsi Beban Hidup
a Lantai dan tangga rumah tinggal kecuali disebut no b 200 kgm2
b Lantai amp tangga rumah tinggal sederhana dan gudang gudang tidak penting yang bukan untuk toko pabrik atau bengkel
125 kgm2
c Lantai sekolah ruang kuliah Kantor Toko toserba Restoran Hotel asrama Rumah Sakit
250 kgm2
d Lantai ruang olahraga 400 kgm2
e Lantai ruang dansa 500 kgm2
f Lantai dan balkon dalam dari ruang pertemuan yang lain dari pada yang disebut dalam a sd e seperti masjid gereja ruang pagelaranrapat bioskop dengan tempat duduk tetap
400 kgm2
g Lantai panggung dengan tempat duduk tidak tetap atau untuk penonton yang berdiri
500 kgm2
h Lantai Tangga bordes tangga dan gang dari yang disebut dalam c
300 kgm2
i Lantai Tangga bordes tangga dan gang dari yang disebut dalam d e f dan g
500 kgm2
j Lantai ruang pelengkap dari yang disebut dalam c d e f dan g
250 kgm2
k
Lantai Pabrik bengkel gudang Perpustakaan ruang arsiptoko buku toko besi ruang alat alat dan ruang mesin harus direncanakan terhadap beban hidup ditentukan tersendiri dengan minimum
400 kgm2
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
10
Tabel 23 Beban Hidup Pada Lantai Bangunan (lanjutan)
No Fungsi Beban Hidup
l Lantai gedung parkir bertingkat - Lantai bawah - Lantai tingkat lainnya
800 kgm2
400 kgm2
m Lantai balkon-balkon yang menjorok bebas keluar harus direncanakan terhadap beban hidupdari lantai ruang berbatasan dengan minimum
300 kgm2
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
Tabel 24 Beban Hidup Pada Atap
No Fungsi Beban Hidup
a Atap bagiannya dapat dicapai orang termasuk kanopi dan atap dak
100 kgm2
b Atap bagiannya tidak dapat dicapai orang (diambil min) - beban hujan - beban terpusat
20 kgm2 100 kg
c Balokgording tepi kantilever 200 kgm2
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
Berhubung peluang untuk terjadi beban hidup penuh yang membebani semua
bagian dan semua unsur struktur pemikul secara serempak selama unsur gedung
tersebut adalah sangat kecil maka pada perencanaan balok induk dan portal dari
system pemikul beban dari suatu struktur gedung beban hidupnya dikalikan
dengan suatu koefisien reduksi yang nilainya tergantung pada penggunaan
gedung yang ditinjau dan yang dicantumkan pada tabel 25
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
11
Tabel 25 Koefisien reduksi beban hidup
Penggunaan gedung
Koefisien Reduksi Beban HidupPerencanaan balok
induk dan portal Peninjauan
gempa
PERUMAHANPENGHUNIAN
Rumah tinggal asrama hotel rumah sakit
075 030
PENDIDIKAN Sekolah Ruang kuliah
090
050
PERTEMUAN UMUM Mesjid gereja bioskop restoran ruang dansa ruang pagelaran
090 050
KANTOR Kantor Bank 060 030
PERDAGANGAN
Toko toserba pasar 080 080
PENYIMPANAN
Gudang perpustakaan ruang arsip 080 080
INDUSTRI Pabrik bengkel 100 090
TEMPAT KENDARAAN
Garasi gedung parkir 090 050
GANG amp TANGGA - Perumahanpenghunian - Pendidikan kantor - Pertemuan umum perdagangan - Penyimpanan industri tempat
kendaraan
075 075 090
030 050 050
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
12
2113 Beban Angin (qWL)
Besarnya beban angin yang bekerja pada struktur bangunan tergantung dari
kecepatan angin rapat massa udara letak geografis bentuk dan ketinggian
bangunan serta kekakuan struktur Bangunan yang berada pada lintasan angin
akan menyebabkan angin berbelok atau dapat berhenti Sebagai akibatnya energi
kinetik dari angin akan berubah menjadi energi potensial yang berupa tekanan atau
hisapan pada bangunan Beban Angin adalah semua beban yang bekerja pada
gedung atau bagian gedung
Beban Angin ditentukan dengan menganggap adanya tekanan positif dan tekanan
negatif (hisapan) yang bekerja tegak lurus pada bidang yang ditinjau Besarnya
tekanan positif dan negatif yang dinyatakan dalam kgm2 ini ditentukan dengan
mengalikan tekanan tiup dengan koefisien ndash koefisien angin Tekan tiup harus
diambil minimum 25 kgm2 kecuali untuk daerah di laut dan di tepi laut sampai
sejauh 5 km dari tepi pantai Pada daerah tersebut tekanan hisap diambil minimum
40 kg m2 (dimana V adalah kecepatan angin dalam mdet yang harus ditentukan
oleh instansi yang berwenang Sedangkan koefisien angin ( + berarti tekanan dan ndash
berarti isapan ) beban tekanan angin disederhanakan dalam bentuk koefisen angin
yang di rangkum dalam tabel 26
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
13
Tabel 26 Koefisien Beban Angin
No Jenis Gedung Struktur Posisi Tinjauan Koefisien 1 Gedung tertutup
a Dinding vertikal b Atap segitiga
c Atap segitiga majemuk
- di pihak angin - di belakang angin - sejajar arah angin
- di pihak angin (α lt 65o)
- di pihak angin (65o lt α lt90o) - di belakang angin (semua sudut)
- bidang atap di pihak angin (α lt 65o ) - bidang atap di pihak angin
(65oltαlt90o) - bidang atap di belakang angin (semua sudut)
- bidang atap vertikal di belakang angin (semua sudut)
+ 09 - 04 - 04
( 002α - 04)
+ 09 - 04
( 002α - 04)
+ 09
- 04
+ 04
2 Gedung terbuka sebelah Sama dengan No1 dengan tambahan
- bid dinding dalam di pihak angin
- bid dinding dalam di belakang angin
+ 06
- 03
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
2114Beban Gempa
Perhitungan beban gempa dilakukan dengan standart Tata Cara Perencanaan
ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 1726 2012 Pada
peraturan tersebut menggunakan percepatan permukaan tanah (PGA) sebagai acuan
dasar standart Percepatan permukaan tanah adalah percepatan tanah yang sampai
ke lokasi bangunan tersebut akibat adanya gempa dari pusat gempa Variasi
percepatan permukaan tanah bervariasi tergantung jarak dari pusat gempa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
14
Sumber httpekspedisikompascomcincinapiindexphpinfografis39
Gambar 21 Jalur Cincin Api dan Gunung Berapi Sebagai Pusat Gempa
Gambar 22 Peta Gempa Pada SNI 1726 2012
Beban Gempa rencana pada SNI 1726 2012 ditetapkan sebagai gempa dengan
kemungkinan terlewati besaran nya selama umur struktur bangunan 50 tahun
sebesar 2 Untuk berbagai kategori risiko struktur bangunan gedung dan non
gedung sesuai Tabel 1 pengaruh gempa rencana terhadapnya harus dikalikan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
15
dengan suatu faktor keutamaan Ie menurut Tabel 2 Khusus untuk struktur
bangunan dengan kategori risiko IV bila dibutuhkan pintu masuk untuk
operasional dari struktur bangunan yang bersebelahan maka struktur bangunan
yang bersebelahan tersebut harus didesain sesuai dengan kategori risiko IV
Tabel 27 Kategori risiko bangunan gedung dan non gedung untuk beban
gempa
Jenis pemanfaatan Kategori risiko
Gedung dan non gedung yang memiliki risiko rendah terhadap jiwa manusia pada saat terjadi kegagalan termasuk tapi tidak dibatasi untuk antara lain
- Fasilitas pertanian perkebunan perternakan dan perikanan - Fasilitas sementara - Gudang penyimpanan - Rumah jaga dan struktur kecil lainnya
I
Semua gedung dan struktur lain kecuali yang termasuk dalam kategori risiko IIIIIV termasuk tapi tidak dibatasi untuk
- Perumahan - Rumah toko dan rumah kantor - Pasar - Gedung perkantoran - Gedung apartemen rumah susun - Pusat perbelanjaan mall - Bangunan industri - Fasilitas manufaktur - Pabrik
II
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
16
Tabel 27 Kategori risiko bangunan gedung dan non gedung untuk beban
gempa (lanjutan)
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
Jenis pemanfaatan Kategori risiko
Gedung dan non gedung yang memiliki risiko tinggi terhadap jiwa manusia pada saat terjadi kegagalan termasuk tapi tidak dibatasi untuk
- Bioskop - Gedung pertemuan - Stadion - Fasilitas kesehatan yang tidak memiliki unit bedah dan unit gawat darurat - Fasilitas penitipan anak - Penjara - Bangunan untuk orang jompo
Gedung dan non gedung tidak termasuk kedalam kategori risiko IV yang memiliki potensi untuk menyebabkan dampak ekonomi yang besar danatau gangguan massal terhadap kehidupan masyarakat sehari-hari bila terjadi kegagalan termasuk tapi tidak dibatasi untuk
- Pusat pembangkit listrik biasa - Fasilitas penanganan air - Fasilitas penanganan limbah - Pusat telekomunikasi
Gedung dan non gedung yang tidak termasuk dalam kategori risiko IV (termasuk tetapi tidak dibatasi untuk fasilitas manufaktur proses penanganan penyimpanan penggunaan atau tempat pembuangan bahan bakar berbahaya bahan kimia berbahaya limbah berbahaya atau bahan yang mudah meledak) yang mengandung bahan beracun atau peledak di mana jumlah kandungan bahannya melebihi nilai batas yang disyaratkan oleh instansi yang berwenang dan cukup menimbulkan bahaya bagi masyarakat jika terjadi kebocoran
III
Gedung dan non gedung yang ditunjukkan sebagai fasilitas yang penting termasuk tetapi tidak dibatasi untuk
- Bangunan-bangunan monumental - Gedung sekolah dan fasilitas pendidikan - Rumah sakit dan fasilitas kesehatan lainnya yang memiliki fasilitas bedah
dan unit gawat darurat - Fasilitas pemadam kebakaran ambulans dan kantor polisi serta garasi
kendaraan darurat - Tempat perlindungan terhadap gempa bumi angin badai dan tempat
perlindungan darurat lainnya - Fasilitas kesiapan darurat komunikasi pusat operasi dan fasilitas lainnya
untuk tanggap darurat - Pusat pembangkit energi dan fasilitas publik lainnya yang dibutuhkan pada
saat keadaan darurat - Struktur tambahan (termasuk menara telekomunikasi tangki penyimpanan
bahan bakar menara pendingin struktur stasiun listrik tangki air pemadam kebakaran atau struktur rumah atau struktur pendukung air atau material atau peralatan pemadam kebakaran ) yang disyaratkan untuk beroperasi pada saat keadaan darurat
Gedung dan non gedung yang dibutuhkan untuk mempertahankan fungsi struktur bangunan lain yang masuk ke dalam kategori risiko IV
IV
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
17
Tabel 28 Faktor keutamaan gempa
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
lokasi proyek berada pada daerah wilayah medan (045g = 441 ms2) sehingga
di digunakan spectrum rencana sebagai berikut
Sumber httppuskimpugoidAplikasidesain_spektra_indonesia_2011
Gambar 23 Respon Spektrum Gempa Rencana Wilayah Medan
(SNI-03-1726-2012)
Kategori risiko Faktor keutamaan gempa Ie
I atau II 10III 125IV 150
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
18
Sistem penahan gaya gempa lateral dan vertikal dasar harus memenuhi salah
satu tipe yang ditunjukkan dalam Tabel 9 atau kombinasi sistem seperti dalam
722 723 dan 724 Pembagian setiap tipe berdasarkan pada elemen vertikal
yang digunakan untuk menahan gaya gempa lateral Sistem struktur yang
digunakan harus sesuai dengan batasan system struktur dan batasan ketinggian
struktur yang ditunjukkan dalam Tabel 9 Koefisien modifikasi respons yang
sesuai R faktor kuat lebih sistem 0 Ω dan koefisien amplifikasi defleksi d C
sebagaimana ditunjukkan dalam Tabel9 harus digunakan dalam penentuan
geser dasar gaya desain elemen dan simpangan antarlantai tingkatdesain
Setiap sistem penahan gaya gempa yang dipilih harus dirancang dan didetailkan
sesuai dengan persyaratan khusus bagi sistem tersebut yang ditetapkan dalam
dokumen acuan yang berlaku seperti terdaftar dalam Tabel 9 dan persyaratan
tambahan yang ditetapkan dalam 714 Sistem penahan gaya gempa yang tidak
termuat dalam Tabel 9 diijinkan apabila data analitis dan data uji diserahkan
kepada pihak yang berwenang memberikan persetujuan yang membentuk
karakteristik dinamis dan menunjukkan tahanan gaya lateral dan kapasitas
disipasi energi agar ekivalen dengan sistem struktur yang terdaftar dalam Tabel
9 untuk nilainilai ekivalen dari koefisien modifikasi respons R koefisien kuat-
lebih sistem Ω0 dan factor amplifikasi defleksi Cd (SNI 17262012)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
19
Tabel 29 Faktor R Cd dan Ω0 untuk sistem penahan gaya gempa
Sistem penahan-gaya seismik
Koefisien modifika
si respons
Ra
Faktor kuat- lebih sistem
Ω0g
Faktor
pembesaran defleksi
Cdb
Batasan sistem struktur dan batasan
tinggi struktur h (m) c
Kategori desain seismik
B C D
d E d
F e
A Sistem dinding penumpu 711 712 713 714 715 716 717 718
1 Dinding geser beton bertulang khusus 5 2frac12 5 TB TB 48 48 30
2 Dinding geser beton bertulang biasa 4 2frac12 4 TB TB TI TI TI
3 Dinding geser beton polos didetail 2 2frac12 2 TB TI TI TI TI
4 Dinding geser beton polos biasa 1frac12 2frac12 1frac12 TB TI TI TI TI
5 Dinding geser pracetak menengah 4 2frac12 4 TB TB 12k 12k 12k
6 Dinding geser pracetak biasa 3 2frac12 3 TB TI TI TI TI
7 Dinding geser batu bata bertulang khusus 5 2frac12 3frac12 TB TB 48 48 30
8 Dinding geser batu bata bertulang h
3frac12 2frac12 2frac14 TB TB TI TI TI
9 Dinding geser batu bata bertulang biasa 2 2frac12 1frac34 TB 48 TI TI TI
10Dinding geser batu bata polos didetail 2 2frac12 1frac34 TB TI TI TI TI
11Dinding geser batu bata polos biasa 1frac12 2frac12 1frac14 TB TI TI TI TI
12Dinding geser batu bata prategang 1frac12 2frac12 1frac34 TB TI TI TI TI
13Dinding geser batu bata ringan (AAC) bertulang biasa
2 2frac12 2 TB 10 TI TI TI
14Dinding geser batu bata ringan (AAC) polos biasa
1frac12 2frac12 1frac12 TB TI TI TI TI
15Dinding rangka ringan (kayu) dilapisidengan panel struktur kayu yang ditujukanuntuk tahanan geser atau dengan lembaran baja
6frac12 3 4 TB TB 20 20 20
16Dinding rangka ringan (baja canai dingin)yang dilapisi dengan panel struktur kayuyang ditujukan untuk tahanan geser ataudengan lembaran baja
6frac12 3 4 TB TB 20 20 20
17 Dinding rangka ringan dengan panel geser dari semua material lainnya
2 2frac12 2 TB TB 10 TI TI
18Sistem dinding rangka ringan (baja canai dingin) menggunakan bresing strip datar
4 2 3frac12 TB TB 20 20 20
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
20
Tabel 29 Faktor R Cd dan Ω0 untuk sistem penahan gaya gempa (lanjutan)
Sistem penahan-gaya seismik
Koefisien modifikasi respons
Ra
Faktor kuat- lebih sistem
Ω0g
Faktor
pembesarandefleksi
Cdb
Batasan sistem struktur dan batasan
tinggi struktur h (m) c
Kategori desain seismik
B C D d E
d F
e
B Sistem rangka bangunan
1 Rangka baja dengan bresing eksentris 8 2 4 TB TB 48 48 30
2 Rangka baja dengan bresing konsentris 6 2 5 TB TB 48 48 30 3 Rangka baja dengan bresing konsentris biasa 3frac14 2 3frac14 TB TB 10j 10j TIj
4 Dinding geser beton bertulang khusus 6 2frac12 5 TB TB 48 48 30
5 Dinding geser beton bertulang biasa 5 2frac12 4 TB TB TI TI TI 6 Dinding geser beton polos detail 2 2frac12 2 TB TI TI TI TI
7 Dinding geser beton polos biasa 1frac12 2frac12 1 TB T TI TI TI
8 Dinding geser pracetak menengah 5 2frac12 4 TB TB 12k 12k 12k
9 Dinding geser pracetak biasa 4 2frac12 4 TB TI TI TI TI 10Rangka baja dan beton komposit
dengan bresing eksentris 8 2 4 TB TB 48 48 30
11Rangka baja dan beton komposit dengan bresing konsentris khusus
5 2 4frac12
TB TB 48 48 30
12Rangka baja dan beton komposit dengan bresing biasa
3 2 3 TB TB TI TI TI
13Dinding geser pelat baja dan beton komposit 6frac12 2frac12 5 TB TB 48 48 30
14Dinding geser baja dan beton komposit 6 2frac12 5 TB TB 48 48 30
15Dinding geser baja dan beton komposit biasa 5 2frac12 4 TB TB TI TI TI
16Dinding geser batu bata bertulang khusus 5frac12 2frac12 4 TB TB 48 48 30
17Dinding geser batu bata bertulang menengah 4 2frac12 4 TB TB TI TI TI
18Dinding geser batu bata bertulang biasa 2 2frac12 2 TB 48 TI TI TI
19Dinding geser batu bata polos didetail 2 2frac12 2 TB TI TI TI TI
20Dinding geser batu bata polos biasa 1frac12 2frac12 1 TB T TI TI TI
21Dinding geser batu bata prategang 1frac12 2frac12 1 TB T TI TI TI
22Dinding rangka ringan (kayu) yang dilapisi dengan panel struktur kayu yangdimaksudkan untuk tahanan geser
7 2frac12 4frac12 TB TB 22 22 22
23Dinding rangka ringan (baja canai dingin)yang dilapisi dengan panel struktur kayuyang dimaksudkan untuk tahanan geser atau dengan lembaran baja
7 2frac12 4frac12 TB TB 22 22 22
24Dinding rangka ringan dengan panel geser dari semua material lainnya
2frac12 2frac12 2frac12 TB TB 10 TB TB
25Rangka baja dengan bresing terkekang terhadap tekuk
8 2frac12 5 TB TB 48 48 30
26Dinding geser pelat baja khusus 7 2 6 TB TB 4 48 30
C Sistem rangka pemikul momen
1 Rangka baja pemikul momen khusus 8 3 5frac12 TB TB T TB TB
2 Rangka batang baja pemikul momen khusus 7 3 5frac12 TB TB 48 30 TI
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
21
Tabel 29 Faktor R Cd dan Ω0 untuk sistem penahan gaya gempa (lanjutan)
Sistem penahan-gaya seismik
Koefisien
modifikasi respons
Ra
Faktor kuat- lebih sistem
Ω0g
Faktor
pembesaran defleksi
Cdb
Batasan sistem struktur dan batasan
tinggi struktur h (m) c
Kategori desain seismik
B C Dd E
d F
e
3 Rangka baja pemikul momen menengah 4frac12 3 4 TB 1TB 10hi TIh TIi
4 Rangka baja pemikul momen biasa 3frac12 3 3 TB TB TIh TIh TIi
5 Rangka beton bertulang pemikul momen khusus
8 3 5frac12 TB TB TB TB TB
6 Rangka beton bertulang pemikul momen menengah
5 3 4frac12 TB TB TI TI TI
7 Rangka beton bertulang pemikul momen 3 3 2frac12 TB TI TI TI TI
8 Rangka baja dan beton komposit pemikul momen khusus
8 3 5frac12 TB TB TB TB TB
9 Rangka baja dan beton komposit pemikul momen menengah
5 3 4frac12 TB TB TI TI TI
10Rangka baja dan beton komposit terkekang parsial pemikul momen
6 3 5frac12 48 48 30 TI TI
11Rangka baja dan beton komposit pemikul momen biasa
3 3 2frac12 TB TI TI TI TI
12 Rangka baja canai dingin pemikul momen khusus dengan pembautan
3frac12 3o 3frac12 10 10 10 10 10
D Sistem ganda dengan rangka pemikul momen khusus yang mampu menahan paling sedikit 25 persen gaya gempayang ditetapkan
1 Rangka baja dengan bresing eksentris 8 2frac12 4 TB TB TB TB TB
2 Rangka baja dengan bresing konsentris khusus
7 2frac12 5frac12 TB TB TB TB TB
3 Dinding geser beton bertulang khusus 7 2frac12 5frac12 TB TB TB TB TB
4 Dinding geser beton bertulang biasa 6 2frac12 5 TB TB TI TI TI
5 Rangka baja dan beton komposit dengan bresing eksentris
8 2frac12 4 TB TB TB TB TB
6 Rangka baja dan beton komposit dengan bresing konsentris khusus
6 2frac12 5 TB TB TB TB TB
7 Dinding geser pelat baja dan beton 7frac12 2frac12 6 TB TB TB TB TB
8 Dinding geser baja dan beton komposit 7 2frac12 6 TB TB TB TB TB
9 Dinding geser baja dan beton komposit 6 2frac12 5 TB TB TI TI TI 10Dinding geser batu bata bertulang khusus 5frac12 3 5 TB TB TB TB TB
11Dinding geser batu bata bertulang 4 3 3frac12 TB TB TI TI TI
12Rangka baja dengan bresing terkekang terhadap tekuk
8 2frac12 5 TB TB TB TB TB
13Dinding geser pelat baja khusus 8 2frac12 6frac12 TB TB TB TB TB
E Sistem ganda dengan rangka pemikul momen menengah mampu menahan paling sedikit 25 persen gayagempayang ditetapkan
1 Rangka baja dengan bresing
konsentris khususf
6 2frac12 5 TB TB 10 TI TIhk
2 Dinding geser beton bertulang khusus 6frac12 2frac12 5 TB TB 48 30 30
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
22
Tabel 29 Faktor R Cd dan Ω0 untuk sistem penahan gaya gempa (lanjutan)
Sistem penahan-gaya seismik
Koefisien
modifikasi respons
Ra
Faktor kuat- lebih sistem
Ω0g 0
Faktor
pembesaran defleksi
Cdb
Batasan sistem struktur dan batasan
tinggi struktur h (m) c
Kategori desain seismik
B C Dd E d F e
3 Dinding geser batu bata bertulang biasa 3 3 2frac12 TB 48 TI T TI 4 Dinding geser batu bata bertulang 3frac12 3 3 TB TB TI TI TI
5 Rangka baja dan beton komposit dengan bresing konsentris khusus
5frac12 2frac12 4frac12 TB TB 48 30 TI
6 Rangka baja dan beton komposit dengan bresing biasa
3frac12 2frac12 3 TB TB TI TI TI
7 Dinding geser baja dan betonkomposit 5 3 4frac12 TB TB TI TI TI
8 Dinding geser beton bertulang biasa 5frac12 2frac12 4frac12 TB TB TI TI TI
F Sistem interaktif dinding geser-rangka dengan rangka pemikul momen beton bertulang biasa dan dinding geser beton bertulang biasa
4frac12 2frac12 4 TB TI TI TI TI
G Sistem kolom kantilever didetail untuk memenuhi persyaratan
1 Sistem kolom baja dengan kantilever khusus
2frac12 1frac14 2frac12 10 10 10 10 10
2 Sistem kolom baja dengan kantilever biasa 1frac14 1frac14 1frac14 10 10 TI TIhi TIh
i3 Rangka beton bertulang pemikul momen
khusus 2frac12 1frac14 2frac12 10 10 10 10 10
4 Rangka beton bertulang pemikul momen menengah
1frac12 1frac14 1frac12 10 10 TI TI TI
5 Rangka beton bertulang pemikul momen biasa
1 1frac14 1 10 TI TI TI TI
6 Rangka kayu 1frac12 1frac12 1frac12 10 10 10 TI TI
H Sistem baja tidak didetail secara khusus untuk ketahanan seismik tidak termasuk sistem kolom kantilever
3 3 3 TB TB TI TI TI
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
Bekerjanya beban untuk bangunan bertingkat berlaku sistem gravitasi yaitu
elemen struktur yang berada di atas akan membebani elemen struktur di
bawahnya atau dengan kata lain elemen struktur yang mempunyai kekuatan
lebih besar akan menahan atau memikul elemen struktur yang mempunyai
kekuatan lebih kecil
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
23
Dengan demikian sistem bekerjanya beban untuk elemen ndash elemen struktur
gedung bertingkat secara umum dapat dinyatakan sebagai berikut beban pelat
lantai didistribusikan terhadap balok anak dan balok portal beban balok portal
didistribusikan ke kolom dan beban kolom kemudian diteruskan ke tanah dasar
melalui pondasi
Dalam perumusan kriteria desain seismik suatu bangunan di permukaan tanah
atau penentuan amplifikasi besaran percepatan gempa puncak dari batuan dasar
ke permukaan tanah untuk suatu situs maka situs tersebut harus diklasifikasikan
terlebih dahulu Profil tanah di situs harus diklasifikasikan sesuai dengan Tabel
210 berdasarkan profil tanah lapisan 30 m paling atas Penetapan kelas situs
harus melalui penyelidikan tanah di lapangan dan dilaboratorium yang
dilakukan oleh otoritas yang berwewenang atau ahli desain geoteknik
bersertifikat dengan minimal mengukur secara independen dua dari tiga
parameter tanah yang tercantum dalam Tabel 210 Dalam hal ini kelas situs
dengan kondisi yang lebih buruk harus diberlakukan Apabila tidak tersedia data
tanah yang spesifik pada situs sampai kedalaman 30 m maka sifat-sifat tanah
harus diestimasi oleh seorang ahli geoteknik yang memiliki sertifikatijin
keahlian yang menyiapkan laporan penyelidikan tanah berdasarkan kondisi
getekniknya Penetapan kelas situs SA dan kelas situs SB tidak diperkenankan
jika terdapat lebih dari 3 m lapisan tanah antara dasar telapak atau rakit fondasi
dan permukaan batuan dasar (SNI 17262012)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
24
Tabel 210 Klasifikasi situs
Kelas situs vs (mdetik) N atau N ch su (kPa)
SA (batuan keras) gt1500 NA NA SB (batuan) 750 sampai 1500 NA NA SC (tanah keras sangat padat dan batuan lunak)
350 sampai 750 gt50
2100
SD (tanah sedang) 175 sampai 350 15sampai 50 50 sampai100 lt 175 lt15 lt 50SE (tanah lunak) Atau setiap profil tanah yang mengandung lebih dari 3 m tanah dengan
karateristik sebagai berikut 1 Indeks plastisitas PI gt 20 2 Kadar air w 2 40 3 Kuat geser niralir su lt 25 kPa
SF (tanah khusus)
Setiap profil lapisan tanah yang memiliki salah satu atau lebih dari karakteristik berikut - Rawan dan berpotensi gagal atau runtuh akibat beban gempa seperti
mudah likuifaksi lempung sangat sensitif tanah tersementasi lemah - Lempung sangat organik danatau gambut (ketebalan H gt 3 m)
- Lempung berplastisitas sangat tinggi (ketebalan H gt 75 m dengan
Indeks Plasitisitas PI gt 75 ) Lapisan lempung lunaksetengah teguh dengan ketebalan H gt 35 m
dengan su lt 50 kPa
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
- Kecepatan rata-rata gelombang geser Vs
Dimana
di = tebal setiap lapisan antara kedalaman 0 sampai 30 meter
Vsi = kecepatan gelombang geser lapisan i dinyatakan dalam meter per
detik (mdetik)
- Tahanan penetrasi standar lapangan rata-rata N
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
25
Dimana
di = tebal setiap lapisan antara kedalaman 0 sampai 30 meter
Ni = tahanan penetrasi standar 60 persen energy ( N60 ) yang terukur
langsung di lapangan tanpa koreksi dengan nilai tidak lebih dari
305 pukulanm
- Kuat geser niralir rata-rata Su
Dimana
dc = jumlah ketebalan total dari lapisan - lapisan tanah kohesif di
dalam lapisan 30 meter paling atas
Sui = kuat geser niralir (kPa) dengan nilai tidak lebih dari 250 kPa
Untuk penentuan respons spektral percepatan gempa MCER di permukaan tanah
diperlukan suatu faktor amplifikasi seismik pada perioda 02 detik dan perioda 1
detik Faktor amplifikasi meliputi faktor amplifikasi getaran terkait percepatan pada
getaran perioda pendek (Fa) dan faktor amplifikasi terkait percepatan yang
mewakili getaran perioda 1 detik (Fv) Parameter spektrum respons percepatan pada
perioda pendek (SMS) dan perioda 1 detik (SM1) Yang disesuaikan dengan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
26
pengaruh klasifikasi situs (SNI 17262012) harus ditentukan dengan perumusan
berikut ini
SMS = Fa Ss
SM1 = Fv S1
Dimana
Ss = parameter respons spektral percepatan gempa MCER terpetakan untuk
perioda pendek
S1 = parameter respons spektral percepatan gempa MCER terpetakan untuk
perioda 10 detik
dan koefisien situs Fa dan Fv mengikuti Tabel 211 dan Tabel 212
Tabel 211 Koefisien situs Fa
Kelas situs
Parameter respons spektral percepatan gempa (MCER) terpetakan padaperioda pendek T=02 detik Ss
Ss s 025 Ss = 05 Ss = 075 Ss = 10 Ss 2 125 SA 08 08 08 08 08SB 10 10 10 10 10SC 12 12 11 10 10SD 16 14 12 11 10SE 25 17 12 09 09SF SSb
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
CATATAN
- Untuk nilai-nilai antara Ss dapat dilakukan interpolasi linier
- SS = Situs yang memerlukan investigasi geoteknik spesifik dan analisis respons situs spesifik
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
27
Tabel 212 Koefisien situs Fv
Kelas situs
Parameter respons spektral percepatan gempa MCER terpetakan padaperioda 1 detik S1
S1 s 01 S1 = 02 S1 = 03 S1 = 04 S1 2 05 SA 08 08 08 08 08SB 10 10 10 10 10SC 17 16 15 14 13SD 24 2 18 16 15SE 35 32 28 24 24SF SSb
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
CATATAN
- Untuk nilai-nilai antara Ss dapat dilakukan interpolasi linier
- SS = Situs yang memerlukan investigasi geoteknik spesifik dan analisis respons situs spesifik Struktur harus ditetapkan memiliki suatu kategori desain seismik Struktur dengan
kategori risiko I II atau III yang berlokasi di mana parameter respons spektral
percepatan terpetakan pada perioda 1 detik S1 lebih besar dari atau sama dengan
075 harus ditetapkan sebagai struktur dengan kategori desain seismik E Struktur
yang berkategori risiko IV yang berlokasi di mana parameter respons spektral
percepatan terpetakan pada perioda 1 detik S1 lebih besar dari atau sama dengan
075 harus ditetapkan sebagai struktur dengan kategori desain seismik F Semua
struktur lainnya harus ditetapkan kategori desain seismiknya berdasarkan kategori
risikonya dan parameter respons spektral percepatan desainnya SDS dan SD1
Masing-masing bangunan dan struktur harus ditetapkan ke dalam kategori desain
seismik yang lebih parah dengan mengacu pada Tabel 213 atau 214 terlepas dari
nilai perioda fundamental getaran struktur T (SNI 17262012)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
28
Tabel 213 Kategori desain seismik berdasarkan parameter respons percepatan pada perioda pendek
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
Tabel 214 Kategori desain seismik berdasarkan parameter respons
percepatan pada perioda 1 detik
Nilai S D1 Kategori risiko
I atau II atau III IV
SD1 lt 0167 A A
0067 lt SD1 lt 0133 B C
0133 lt SD1 lt 020 C D
020 lt SD1 D D (Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung
dan non gedung SNI 17262012)
Geser dasar seismik V dalam arah yang ditetapkan harus ditentukan sesuai
dengan persamaan berikut
V = Cs W
Keterangan
Cs = koefisien respons seismik
W = berat seismik efektif
Berat seismik efektif struktur W menurut SNI 17262012 harus menyertakan
seluruh beban mati dan beban lainnya yang terdaftar di bawah ini
Nilai SDS Kategori risiko
I atau II atau III IV
SDS lt 0167 A A
0167 lt SDS lt 033 B C
033 lt SDS lt 050 C D
050 lt SDS D D
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
29
1 Dalam daerah yang digunakan untuk penyimpanan minimum sebesar 25
persen beban hidup lantai (beban hidup lantai di garasi publik dan struktur
parkiran terbuka serta beban penyimpanan yang tidak melebihi 5 persen
dari berat seismik efektif pada suatu lantai tidak perlu disertakan)
2 Jika ketentuan untuk partisi disyaratkan dalam desain beban lantai diambil
sebagai yang terbesar di antara berat partisi aktual atau berat daerah lantai
minimum sebesar 048 kNm2
3 Berat operasional total dari peralatan yang permanen
4 Berat lansekap dan beban lainnya pada taman atap dan luasan sejenis
lainnya
Koefisien respons seismik Cs harus ditentukan sesuai dengan
Cs =
Dimana
SDS = parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang perioda
pendek
R = faktor modifikasi respons dalam Tabel 29
Ie = faktor keutamaan gempa yang ditentukan sesuai Tabel 28
Nilai Cs yang dihitung sesuai dengan Persamaan diatas tidak perlu melebihi Cs dari
persamaan di bawah
Cs =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
30
Cs yang di dapatkan harus tidak kurang dari
Cmin = 0044 SDS Ie gt 001
Sebagai tambahan untuk struktur yang berlokasi di daerah di mana 1 S sama
dengan atau lebih besar dari 06g maka Cs harus tidak kurang dari
Cs =
Dimana
SDS = parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang perioda
pendek
SD1 = parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang sebesar
10 detik
R = faktor modifikasi respons dalam Tabel 29
Ie = faktor keutamaan gempa yang ditentukan sesuai Tabel 28
T = perioda fundamental struktur (detik)
Perioda fundamental pendekatan Ta dalam detik harus ditentukan dari
Ta = Ct
Dimana
hn = ketinggian struktur dalam (m)
Ct = koefisien prioda struktur pendekatan yang ditentukan dalam tabel 213
x = koefisien ketinggian yang ditentukan dalam tabel 213
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
31
Tabel 215 Nilai parameter perioda pendekatan Ct dan x
Tipe struktur Ct x
Sistem rangka pemikul momen di mana rangka memikul 100 persen gaya gempa yang disyaratkan dan tidak dilingkupi atau dihubungkan dengan komponen yang lebih kaku dan akan mencegah rangka dari defleksi jika dikenai gaya gempa
Rangka baja pemikul momen 00724 a 08
Rangka beton pemikul momen 00466 a 09
Rangka baja dengan bresing eksentris 00731 a 075
Rangka baja dengan bresing terkekang terhadap tekuk 00731 a 075
Semua sistem struktur lainnya 00488 a 075
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
Sebagai alternatif menurut SNI 17262012 untuk menentukan perioda fundamental
pendekatan Ta dalam detik dari persamaan berikut untuk struktur dengan
ketinggian tidak melebihi 12 tingkat di mana sistem penahan gaya gempa terdiri
dari rangka penahan momen beton atau baja secara keseluruhan dan tinggi tingkat
paling sedikit 3 m
Ta = 01N
Dimana
N = jumlah tingkat (m)
Perioda fundamental struktur harus dibatasi dengan
Tmax = Cu Ta
Dimana
Ta = waktu getar struktur dalam (m)
Cu = koefisien batas prioda struktur yang ditentukan dalam tabel 214
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
32
Tabel 216 Koefisien untuk batas perioda struktur
Parameter percepatan respons spektral desain pada 1 detik S D1
Koefisien Cu
gt 04 14 03 14 02 15
015 16
lt 01 17 (Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur
gedung dan non gedung SNI 17262012)
212 Kombinasi Pembebanan
komponen-elemen struktur dan elemen-elemen fondasi menurut SNI
17262012 harus dirancang sedemikian hingga kuat rencananya sama atau melebihi
pengaruh beban-beban terfaktor dengan kombinasi-kombinasi sebagai berikut
1 14D
2 12D + 16L + 05(Lr atau R)
3 12D + 16(Lr atau R) + (L atau 05W)
4 12D + 10 W + L + 05(Lr atau R)
5 12D + 10 E + L
6 09D + 10 W
7 09D + 10 E
8
Pengaruh beban gempa E harus ditentukan sesuai dengan berikut ini
1 Untuk penggunaan dalam kombinasi beban 5 dalam
E = Eh + Ev
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
33
2 Untuk penggunaan dalam kombinasi beban 7
E = Eh - Ev
Keterangan
E = pengaruh beban gempa
Eh = pengaruh beban gempa horisontal
Ev = pengaruh beban gempa vertikal
Pengaruh beban gempa horisontal Eh harus ditentukan sesuai dengan Persamaan
sebagai berikut
E h = ρQh
Keterangan
Q = pengaruh gaya gempa horisontal dari V atau F p
ρ = faktor redundansi
Untuk struktur yang dirancang untuk kategori desain seismik D E atau Fm
SNI 17262012 mengatur ρ harus sama dengan 13 kecuali jika satu dari dua
kondisi berikut dipenuhi di mana p diijinkan diambil sebesar 10
a Masing-masing tingkat yang menahan lebih dari 35 persen geser dasar dalam
arah yang ditinjau harus sesuai dengan Tabel 212
b Struktur dengan denah beraturan di semua tingkat dengan sistem penahan gaya
gempa terdiri dari paling sedikit dua bentang perimeter penahan gaya gempa
yang merangka pada masing-masing sisi struktur dalam masing-masing arah
ortogonal di setiap tingkat yang menahan lebih dari 35 persen geser dasar
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
34
Jumlah bentang untuk dinding geser harus dihitung sebagai panjang dinding
geser dibagi dengan tinggi tingkat atau dua kali panjang dinding geser dibagi
dengan tinggi tingkat hsx untuk konstruksi rangka ringan
Tabel 217 Persyaratan untuk masing-masing tingkat yang menahan lebih
dari 35 persen gaya geser dasar
Elemen penahan gaya lateral
Persyaratan
Rangka dengan bresing
Pelepasan bresing individu atau sambungan yang terhubung tidak akan mengakibatkan reduksi kuat tingkat sebesar lebih dari 33 persen atau sistem yang dihasilkan tidak mempunyai ketidakteraturan torsi yang berlebihan (ketidakteraturan struktur horisontal Tipe 1b)
Rangka pemikul momen
Kehilangan tahanan momen di sambungan balok ke kolom di kedua ujung balok tunggal tidak akan mengakibatkan lebih dari reduksi kuat tingkat sebesar33 persen atau sistem yang dihasilkan tidak mempunyai ketidakteraturantorsi yang berlebihan (ketidakteraturan struktur horisontal Tipe 1b)
Dinding geser atau pilar dinding dengan rasio tinggi terhadap panjang lebih besar dari 10
Pelepasan dinding geser atau pier dinding dengan rasio tinggi terhadap panjang lebih besar dari 10 di semua tingkat atau sambungan kolektor yang terhubung tidak akan mengakibatkan lebih dari reduksi kuat tingkat sebesar 33 persen atau sistem yang dihasilkan mempunyai ketidakteraturan torsi yang berlebihan (ketidakteraturan struktur horisontal Tipe 1b)
Kolom kantilever Kehilangan tahanan momen di sambungan dasar semua kolom kantilever tunggal tidak akan mengakibatkan lebih dari reduksi kuat tingkat sebesar 33 persen atau sistem yang dihasilkan mempunyai ketidakteraturan torsi yang berlebihan (ketidakteraturan struktur horisontal Tipe 1b)
Lainnya Tidak ada persyaratan
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
22 Kinerja Struktur Gedung
221 Kinerja Batas Layan
Kinerja batas layan struktur gedung ditentukan oleh simpangan antar tingkat
akibat pengaruh gempa rencana yaitu untuk membatasi terjadinya pelelehan baja
dan peretakan beton yang berlebihan di samping untuk mencegah kerusakan
nonstruktur dan ketidaknyamanan penghuni Simpangan antar-tingkat ini harus
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
35
dihitung dari simpangan struktur gedung tersebut akibat pengaruh gempa nominal
yang telah dibagi Faktor Skala
Faktor Skala =
gt 1
Dimana
V1 = Gaya geser dasar nominal sebagai respons dinamik ragam yang
pertama saja
Vt = Gaya geser dasar nominal yang didapat dari hasil analisis ragam
spektrum respons yang telah dilakukan
Gaya geser dasar nominal yang didapat dari hasil spektrum respons Analisis harus
dilakukan untuk menentukan ragam getar alami untuk struktur Analisis harus
menyertakan jumlah ragam yang cukup untuk mendapatkan partisipasi massa
ragam terkombinasi sebesar paling sedikit 90 persen dari massa aktual dalam
masing-masing arah horisontal ortogonal dari respons yang ditinjau oleh model
Parameter respons ragam untuk masing-masing parameter desain terkait gaya yang
ditinjau termasuk simpangan antar lantai tingkat gaya dukung dan gaya elemen
struktur individu untuk masing-masing ragam respons harus dihitung menggunakan
properti masing-masing ragam dan spectrum respons dibagi dengan kuantitas (R
Ie) Parameter respons terkombinasi untuk perpindahan dan kuantitas simpangan
antar lantai harus dikalikan dengan kuantitas (CdIe) Nilai untuk masing-masing
parameter yang ditinjau yang dihitung untuk berbagai ragam harus
dikombinasikan menggunakan metoda akar kuadrat jumlah kuadrat (SRSS) atau
metoda kombinasi kuadrat lengkap (CQC) sesuai dengan SNI 17262012 Metoda
CQC harus digunakan untuk masing-masing nilai ragam di mana ragam berjarak
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
36
dekat mempunyai korelasi silang yang signifikan di antara respons translasi dan
torsi
Kinerja batas ultimit struktur gedung ditentukan oleh simpangan antar-tingkat
maksimum struktur gedung akibat pengaruh gempa rencana dalam kondisi struktur
gedung di ambang keruntuhan yaitu untuk membatasi kemungkinan terjadinya
keruntuhan struktur gedung yang dapat menimbulkan korban jiwa manusia dan
untuk mencegah benturan berbahaya antar-gedung atau antar bagian struktur
gedung yang dipisah dengan sela pemisah (sela delatasi) simpangan antar-tingkat
ini harus dihitung dari simpangan struktur gedung akibat pembebanan gempa
nominal (SNI 17262002) Penentuan simpangan antar lantai tingkat desain ( ∆ )
harus dihitung sebagai perbedaan defleksi pada pusat massa di tingkat teratas dan
terbawah yang ditinjau Lihat Gambar 24 Apabila pusat massa tidak terletak
segaris dalam arah vertikal diijinkan untuk menghitung defleksi di dasar tingkat
berdasarkan proyeksi vertikal dari pusat massa tingkat di atasnya (SNI 17262012)
Gambar 24 Penentuan simpangan antar lantai
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
37
Defleksi pusat massa di tingkatx (δx) (mm) harus ditentukan sesuai dengan
persamaan berikut
δx =
Dimana
Cd = faktor amplifikasi defleksi dalam Tabel 29
δxe = defleksi pada lokasi yang disyaratkan pada pasal ini yang ditentukan
dengan analisis elastis
Ie = faktor keutamaan gempa yang ditentukan sesuai dengan tabel 28
Simpangan antar lantai tingkat desain ∆ tidak boleh melebihi simpangan antar
lantai tingkat ijin ∆a seperti didapatkan dari Tabel 213 untuk semua tingkat
Tabel 218 Simpangan antar lantai ijin
Struktur
Kategori risiko
I atau II III IV
Struktur selain dari struktur dinding geser batu bata 4 tingkat atau kurang dengan dinding interior partisi langit-langit dan sistem dinding eksterior yang telah didesain untuk mengakomodasi simpangan antar lantai tingkat
0025h c
sx 0020 hsx 0015 hsx
Struktur dinding geser kantilever batu batad 0010 hsx 0010 hsx 0010 hsx
Struktur dinding geser batu bata lainnya 0007 hsx 0007 hsx 0007 hsx
Semua struktur lainnya 0020 hsx 0015 hsx 0010 hsx
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
Dua bagian struktur gedung yang tidak direncanakan untuk bekerja sama sebagai
satu kesatuan dalam mengatasi pengaruh Gempa Rencana harus dipisahkan yang
satu terhadap yang lainnya dengan suatu sela pemisah (sela delatasi) yang lebarnya
paling sedikit harus sama dengan jumlah simpangan masing-masing bagian struktur
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
38
gedung pada taraf itu Dalam segala hal lebar sela pemisah tidak boleh ditetapkan
kurang dari 75 mm (SNI 17262012)
222 Kinerja Batas kekuatan
2221 Perencanaan Pelat Floor Deck
Floor deck pada pelat menggantikan fungsi tulangan Tarik pada daerah
lapangan Analisis pelat floor deck meggunakan metode pelat satu arah Bila pelat
mengalami rotasi bebas pada tumpuan pelat dan tumpuan sangat kaku terhadap
momen puntir maka pelat itu dikatakan jepit penuh Bila balok tepi tidak cukup
kuat untuk mencegah rotasi maka dikatakan terjepit sebagian Tebal minimum
yang ditentukan dalam Tabel 214 berlaku untuk konstruksi satu arah yang tidak
menumpu atau tidak disatukan dengan partisi atau konstruksi lain yang mungkin
akan rusak akibat lendutan yang besar kecuali bila erhitungan lendutan
menunjukkan bahwa ketebalan yang lebih kecil dapat digunakan tanpa
menimbulkan pengaruh yang merugikan
Tabel 219 Tebal Minimum Balok Non-Prategang Atau Pelat Satu Arah Bila
Lendutan Tidak Dihitung Tebal minimum h
Komponen struktur Tertumpu Satu ujung Kedua ujung Kantilever
Komponen struktur tidak menumpu atau tidak dihubungkan dengan partisi ataukonstruksi lainnya yang mungkin rusak oleh lendutan yang besar
Pelat masif satu-arah 20
24
28
10
Balok atau pelat rusuk satu-arah 16
185
21
8
(Sumber Tata cara perhitungan struktur beton untuk bangunan gedung SNI 28472002)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
39
CATATAN Panjang bentang dalam mm Nilai yang diberikan harus digunakan langsung untuk komponen struktur dengan beton normal dan tulangan tulangan Mutu 420 MPa Untuk kondisi lain nilai di atas harus dimodifikasikan sebagai berikut a Untuk struktur beton ringan dengan berat jenis (equilibrium density) w di antara 1440 sampai
1840 kgm3 nilai tadi harus dikalikan dengan (165 ndash 00003wc) tetapi tidak kurang dari 109
b Untuk fy selain 420 MPa nilainya harus dikalikan dengan (04 + fy700)
a Disain pada Momen Positif
Disain pada momen positif gaya Tarik disumbangkan oleh metal deck dan
gaya tekan disumbangkan oleh beton Dalam hal ini penampang beton
berbentuk persegi panjang
Gambar 25 Diagram tegangan momen positif floor deck
Penulangan lentur dihitung analisa tulangan tunggal dengan langkah-langkah
sebagai berikut
Mn =
Dimana ϕ= 08
Rn =
m =
ρ = 1 ndash 1 ndash
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
40
As PERLU = ρ b d
rasio tulangan minimum menggunakan syarat tulangan susut dan tulangan
suhu sebagai acuan dan di tabelkan sebagai berikut
Tabel 220 Rasio Tulangan Minimum Pada Pelat
Jenis Pelat ρmin
Pelat yang menggunakan batang tulangan ulir mutu 300 00020
Pelat yang menggunakan batang tulangan ulir atau jaring kawat las 00018
Pelat yang menggunakan tulangan dengan tegangan leleh melebihi 00018 x 400 fy
(Sumber Tata cara perhitungan struktur beton untuk bangunan gedung SNI 28472002)
Persyaratan lain yang harus dipenuhi dalam mendisain pelat satu arah adalah
jarak tulangan maximum Pasal 12 SNI 03-2847-2002 butir 64 jarak tulangan
adalah
S = ndash 25 Cc
Dimana
fs = 60 fy
Cc = Selimut Beton
b Disain pada Momen Negatif
Disain pada momen positif gaya Tarik disumbangkan oleh wiremesh dan gaya
tekan disumbangkan oleh beton Dalam hal ini penampang beton berbentuk
sebagai berikut
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
41
Gambar 26 Diagram tegangan momen negatif floor deck
2222 Perencanaan Pelat Chekered
Pelat metal didisain menggunakan metode pelat satu arah syarat batas yang
harus di penuhi pelat metal adalah
ϕMn gt Mu
dimana
ϕMn = momen nominal = Zx fy
Mu = momen ultimate
2223 Perencanaan Batang Tekan
Kekuatan tekan disain harus nilai terendah yang diperoleh berdasarkan
keadaan batas dari tekuk lentur tekuk torsi dan tekuk torsi lentur Profil dengan
dominan keruntuhan tekuk lentur kekuatan nominal nya adalah
ϕPn = 09 fcr A
tegangan kritis fcr ditentukan sebagai berikut
a Bila lt 471 ( atau lt 225 )
fcr =0658 fy
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
42
b Bila gt 471 ( atau gt 225 )
fcr =0877 fe
fe =
Dimana
K = faktor panjang efektir
L = panjang profil
r = jari jari inersia
fcr = tegangan kritis
fe = tegangan euler
λ = kelangsingan =
2224 Perencanaan Batang Lentur
Pembebanan balok disesuaikan dengan peraturan pembebanan Indonesia
untuk gedung (PPIUG) 1983 sedangkan pemakaian profil dihitung sesuai dengan
SNI 03-1729-2015
Tabel 221 Nilai kekuatan lentur berdasarkan SNI 1729 2015
PROFIL q Lr Lp MP Mr Vn
kgm m m KN m KN m KN
WF 150 x 75 x 5 x 7 1400 316 084 2354 1509 10800
WF 150 x 100 x 6 x 9 2110 530 120 3609 2346 12787
WF 200 x 100 x 45 x 7 1820 346 112 4089 2720 12830
WF 200 x 100 x 55 x 8 2130 378 112 4802 3128 15840
WF 200 x 150 x 6 x 9 3060 637 182 7108 4688 16762
WF 250 x 125 x 5 x 8 2570 420 141 7327 4845 17856
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
43
Tabel 221 Nilai kekuatan lentur berdasarkan SNI 1729 2015 (lanjutan)
PROFIL q Lr Lp MP Mr Vn
kgm m m KN m KN m KN
WF 250 x 125 x 6 x 9 2960 446 141 8443 5508 21600
WF 300 x 150 x 55 x 8 3200 475 167 10920 7208 23602
WF 300 x 150 x 65 x 9 3670 497 167 12528 8177 28080
WF 350 x 175 x 6 x 9 4140 553 197 16538 10897 29894
WF 350 x 175 x 7 x 11 4960 593 200 20179 13175 35280
WF 400 x 200 x 7 x 11 5660 646 227 26100 17170 39917
WF 400 x 200 x 8 x 13 6600 684 230 30861 20230 46080
WF 450 x 200 x 9 x 14 7600 667 223 38913 25330 58320
WF 500 x 200 x 10 x 16 8960 669 219 50311 32470 72000
WF 600 x 200 x 11 x 17 10600 628 209 68714 44030 95040
HB 100 x 100 x 6 x 8 1720 724 125 2018 1300 8640
HB 125 x 125 x 65 x 9 2380 806 158 3578 2312 11700
HB 150 x 150 x 7 x 10 3150 895 190 5748 3723 15120
HB 175 x 175 x 75 x 11 4020 981 222 8628 5610 18900
HB 200 x 200 x 8 x 12 4990 1072 255 12314 8024 23040
HB 250 x 250 x 9 x 14 7240 1255 319 22483 14739 32400
HB 300 x 300 x 10 x 15 9400 1376 381 35152 23120 43200
HBC 350 x 350 x 12 x 19 13700 1718 449 59834 39100 60480
HBC 400 x 400 x 13 x 21 17200 1903 513 86402 56610 74880
WFC 600 x 300 x 12 x 20 15100 1045 348 103413 68340 101606
WFC 700 x 300 x 13 x 24 18500 1041 344 149968 97920 131040
WFC 800 x 300 x 14 x 26 21000 1010 336 191889 123930 161280
WFC 900 x 300 x 16 x 28 24300 984 324 244178 155380 207360
- Profil I dan Kanal
a Kontrol Momen
ϕMn = 09 Mn
- Apabila L lt Lp
Mn = Mp = Zx fy
- Apabila Lp lt L lt Lr
Mn = Cb Mp ndash ( Mp- Mr)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
44
Apabila L gt Lr
Mn = Mcr = radic 1
=
lt 23
=
= 4 2
=
1 1
= 176
Untuk profil I konstanta torsi dan konstanta warping adalah
J = [ 2b + h ]
Cw =
Untuk profil kanal konstanta torsi dan konstanta warping adalah
J = [ 2b + h ]
Cw = [
]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
45
Gambar 27 Kuat Momen Lentur Nominal Akibat Tekuk Torsi Lateral
b Kontrol Geser
Untuk profil I
= 060 fyw Aw lt Vu
Persamaan diatas dapat dipenuhi bila syarat kelangsingan untuk tebal pelat web
sebagai berikut
lt
c Kontrol Lendutan
Batas-batas lendutan untuk keadaan kemampuan-layan batas harus sesuai
dengan struktur fungsi penggunaan sifat pembebanan serta elemen-elemen
yang didukung oleh struktur tersebut Batas lendutan maksimum diberikan
dalam Tabel dibawah
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
46
Tabel 222 Batas Lendutan Maksimum
Komponen struktur dengan beban tidak Beban tetap Beban
Balok pemikul dinding atau finishing yang getas L360 - Balok biasa L240 - Kolom dengan analisis orde pertama saja h500 h200 Kolom dengan analisis orde kedua h300 h200
(Sumber Tata cara perencanaan struktur baja untuk bangunan gedung SNI 17292002)
- Profil Siku
a Kontrol Momen
ϕMn = 09 Mn
- Momen Leleh
Mn = 15 My
Dimana
My = momen leleh di sumbu lentur
- Momen dengan tekuk torsi lateral
1 Bila Me lt My
Mn = [ 092 -
] Me
2 Bila Me gt My
Mn = [ 192 ndash 117 ] Me lt 15 My
Lentur di sumbu utama major dari baja siku kaki sama
Me =
Dimana
Lb = Panjang profil tak terkekang
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
47
b = lebar siku
E = elastisitas profil siku
t = tebal profil siku
Me = momen tekuk lateral-torsi elastis
b kontrol geser
ϕVn = 09 06 Aw fy cv
Dimana Vn = kekuatan geser penampang Aw = luas badan = b x t fy = tegangan leleh profil siku Nilai cv dari persamaan diatas ditentukan dengan
- Bila
lt 11
cv = 1
- Bila
11
lt lt 137
cv = 11
x
- Bila
gt 137
cv =
x
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
48
2225 Perencanaan Balok Kolom
Komponen struktur yang mengalami momen lentur dan gaya aksial harus
direncanakan memenuhi ketentuan sebagai berikut
Untuk
gt 02
+ (
+
) lt 1
Untuk
lt 02
+ (
+
) lt 1
Dimana
Pu = Gaya aksial (tarik atau tekan) terfaktor N
Pn = Kuat nominal penampang N
ϕ = Faktor reduksi kekuatan
= 09 untuk aksial tarik
= 09 untuk aksial tekan
Mux = Momen lentur terfaktor terhadap sumbu-x
Muy = Momen lentur terfaktor terhadap sumbu-y
Mnx = Kuat nominal lentur penampang terhadap sumbu-x
Mny = Kuat nominal lentur penampang terhadap sumbu-y
ϕb = Faktor reduksi kekuatan lentur = 09
2226 Perencanaan Balok Komposit
Menurut SNI 17292015 lebar efektif balok komposit adalah
- seperdelapan dari bentang balok pusat-ke-pusat tumpuan
- setengah jarak ke sumbu dari balok yang berdekatan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
49
- jarak ke tepi dari pelat
Kekuatan Lentur Positif balok komposit bisa di disain secara plastis jika memenuhi
lt 376 Jika gt 376 maka momen harus di tentukan dengan
superposisi tegangan elastis (SNI 17292015) Nilai ultimate dari momen lentur
dapat di tinjau dari 2 kondisi yaitu
1 Sumbu netral jatuh pada pelat beton
Besar nya gaya tekan pada kondisi ultimate adalah
C = 085 a be
Gaya tarik pada profil baja adalah
T = As fy
Gaya tarik floor deck adalah
T = Afd fu
Jika ẏ gt (tf - hfd) keseimbangan gaya C = T maka diperoleh
a =
Lengan kopel terhadap gaya tekan
d1 = ts ndash ċ -
d2 = + ts -
Kuat momen lentur nominal positif balok komposit adalah
ϕMn = 09 [ As fy ( d2 ) + Afd fu ( d1 ) ]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
50
Gambar 28 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan ẏ lt (ts - hfd)
Gambar 29 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan ẏ gt (ts - hfd)
Jika ẏ lt (tf - hfd) gaya tarik floor deck adalah
T = Aefd fu
keseimbangan gaya C = T maka diperoleh
a =
Lengan kopel terhadap gaya tekan
d1 = ts ndash ċ -
d2 = + ts -
Kuat momen lentur nominal positif balok komposit adalah
ϕMn = 09 [ As fy ( d2 ) + Aefd fu ( d1 ) ]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
51
2 Sumbu netral jatuh pada baja profil
Besar nya gaya tekan pada kondisi ultimate adalah
Cc = 085 a be
Gaya tarik pada profil baja adalah
T = As fy
Keseimbangan gaya diperoleh
Trsquo = Cc + Cs
Besarnya Trsquo sekarang lebih kecil daripada Asfy yaitu
Trsquo = As fy - Cs
Sehingga gaya tekan profil baja
Cc + Cs = As fy - Cs
2Cs = Cc + As fy
Cs =
Jika ẏ lt (ts + tf) Pusat tarik profil
ӯ = ẏ ẏ
ẏ
lengan kopel terhadap pusat tarik
d1 = d ndash ӯ - (ẏ - ts)
d2 = d ndash ӯ + pusat tekan beton
kapasitas lentur positif nominal
ϕMn = 09 [ Cc ( d2 ) + Cs ( d1 ) ]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
52
Gambar 210 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan ẏ lt (ts + tf)
Jika (ts+ d) gt ẏ gt (ts + tf) Pusat tarik profil adalah
ӯ
ndash ẏ ẏ
ẏ
Lengan kopel terhadap gaya tarik
d1 = d ndash ӯ - tf
d2 = d ndash ӯ ndash tf - (ẏ - tf)
d3 = d ndash ӯ + pusat tekan beton
kapasitas lentur positif nominal
ϕMn = 09 [ Cc ( d3 ) + Csf ( d2 ) + Csw ( d1 ) ]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
53
Gambar 211 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan ẏ gt (ts + tf)
Dimana
As = Luas baja profil mm2
Afd = Luas floor deck mm2
Aefd = Luas efektif floor deck mm2
a Tinggidariluasantekanbetonmm
bE Lebarefektifbeton
C = Gaya tekan KN
Ċ = Titik berat floor deck mm
d = Tinggi baja profil mm
= Tegangan leleh baja profil
= Tegangan ultimate floor deck
hfd = Tinggi floor deck
ts = Tebal pelat lantai mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
54
Kapasitas momen lentur negative menurut SNI 17292015 dapat di tentukan dari
kapasitas momen nominal dari profil baja itu sendiri sebagai alternatif dapat
ditentukan kapasitas momen negatif dari distribusi plastis penampang komposit
untuk keadaan leleh asalkan menenuhi
- Balok baja adalah penampang kompak dan dibreising secara cukup
- Steel headed stud atau angkur kanal baja yang menyambungkan pelat ke
balok baja pada daerah momen negatif
- Tulangan pelat yang paralel pada balok baja di lebar efektif pelat
diperhitungkan dengan tepat
Nilai ultimate dari momen lentur negatif komposit adalah
Gaya tarik tulangan
Tsr = Asr fyr
Gaya tarik floor deck
Tfd = Afd fu
Gaya tarik total
T = Tsr + Tfd
Gaya tekan maximum profil baja
Cmax = As fy
Jika Cmax gt T maka titik berat berada pada profil baja
T + Ts = Cmax ndash Ts
2Ts = Cmax ndash T
Ts = (Cmax ndash T)
Jika sumbu netral jatuh di sayap maka
b t fy = Ts
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
55
Gambar 212 Diagram tegangan balok komposit momen negatif dengan ts gt ẏ gt (ts + tf)
tc =
Pusat gaya tekan
ӯ = ẏ ẏ
ẏ
Lengan kopel terhadap gaya tekan
d1 = d ndash ӯ ndash tc
d2 = d ndash ӯ + Ċ
d3 = d ndash ӯ + ts ndash selimut pelat - empty
Momen nominal
ϕMn = 09 [Mn1 + Mn2 + Mn3]
= Tsr d3 + Tfd d2 + t fy d1
Jika sumbu netral jatuh di web maka
h tw fy = Ts - Tf
hrsquo =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
56
Gambar 213 Diagram tegangan balok komposit momen negatif dengan ẏ gt (ts + tf)
Pusat gaya tekan
ӯ ndash
Lengan kopel terhadap gaya tekan
d1 = d ndash ӯ ndash tf - hrsquo
d2 = d ndash ӯ ndash tf
d3 = d ndash ӯ + Ċ
d4 = d ndash ӯ + ts ndash selimut pelat - empty
Momen nominal
ϕMn = 09 [Mn1 + Mn2 + Mn3 + Mn4]
= Tsr d4 + Tfd d3 + tf fy d2 + hrsquo tw fy d1
Kekuatan geser yang tersedia dari balok komposit dengan steel headed stud atau
angkur kanal baja harus ditentukan berdasarkan properti dari penampang baja
sendiri Kekuatan geser nominal satu angkur steel headed stud yang ditanam pada
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
57
suatu pelat beton solid atau pada suatu pelat komposit dengan dek harus ditentukan
sebagai berikut
Qn = 05 Asc lt Rg Rp Asc fu
Dimana
Asc = Luas penampang shear conector
fcrsquo = Kuat tekan beton
Ec = Modulus elastisitas beton
fu = kuat putus shear conektor
Rg = 10 untuk
a Satu angkur steel headed stud yang di las pada suatu rusuk
dek baja dengan dek yang diorientasikan tegak lurus terhadap
profil baja
b Sejumlah dari angkur steel headed stud di suatu lajurbaris
secara langsung terhadap profil baja
c Sejumlah dari angkur steel headed stud yang di las pada
suatu lajur sampai dek baja dengan dek diorientasikan paralel
terhadap profil baja dan rasio dari lebar rusuk rata-rata
terhadap kedalaman rusuk ge 15
085 untuk
a Dua angkur steel headed stud yang dilas pada suatu rusuk
dek baja dengan dek diorientasikan tegak lurus terhadap
profil baja
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
58
b Satu angkur steel headed stud yang di las melewati dek baja
dengan dek diorientasikan paralel terhadap profil baja dan
rasio dari lebar rusuk rata-rata terhadap kedalaman rusuk lt
15
07 untuk tiga atau lebih angkur steel headed stud yang dilas pada
suatu rusuk dek baja dengan dek yang diorientasikan tegak lurus
terhadap profil baja
Rp = 075 untuk
a Angkur steel headed stud yang dilas secara langsung pada
profil baja
b Angkur steel headed stud yang dilas pada suatu pelat komposit
dengan dek yang diorientasikan tegak lurus terhadap balok dan
emid-ht ge 2 in (50 mm) Angkur steel headed stud yang dilas
melewati dek baja atau lembaran baja yang digunakan sebagai
material pengisi gelagar dan ditanam pada suatu pelat
komposit dengan dek diorientasikan paralel terhadap balok
tersebut
06 untuk angkur steel headed stud yang di las pada suatu pelat
komposit dengan dek diorientasikan tegak lurus terhadap balok
dan emid-ht lt 2 in (50 mm)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
59
emid-ht = jarak dari tepi kaki angkur steel headed stud terhadap
badan dek baja diukur di tengahtinggi dari rusuk dek
dan pada arah tumpuan beban dari angkur steel headed
stud (dengan kata lain pada arah dari momen maksimum
untuk suatu balok yang ditumpu sederhana)
Tabel 223 Nilai untuk Rg dan Rp untuk setiap kasus Kapasitas untuk angkur steel headed stud
Kondisi Rg Rp
Tanpa dek 10 10 Dek diorientasi paralel terhadap profil baja
gt 15 lt 15
10
085
075
075
Dek diorientaskan tegak lurus terhadap profil
10
06
baja Jumlah dari angkur steel headed stud yangmemiliki rusuk dek yang sama
1 2 085 06
+3 atau lebih 07 06+
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015) Catatan Wr = lebar rata-rata dari rusuk atau voute beton hr = tinggi rusuk nominal untuk suatu angkur steel headed stud tunggal nilai ini dapat ditingkatkan sampai 075 bila emid-ht gt 51 mm
2227 Perencanaan Sambungan Las
Luas efektif dari suatu las sudut adalah panjang efektif dikalikan dengan throat
efektif Throat efektif dari suatu las sudut merupakan jarak terpendek (garis tinggi)
dari perpotongan kaki las ke muka las diagrammatik Suatu penambahan dalam
throat efektif diizinkan jika penetrasi konsisten di luar jarak terpendek (garis tinggi)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
60
dari perpotongan kaki las ke muka las diagrammatik yang dibuktikan melalui
pengujian dengan menggunakan proses produksi dan variabel prosedur Untuk las
sudut dalam lubang dan slot panjang efektif harus panjang dari sumbu las
sepanjang pusat bidang yang melalui throat Pada kasus las sudut yang
beroverlap luas efektif tidak boleh melebihi luas penampang nominal dari lubang
atau slot dalam bidang permukaan lekatan (SNI 17292015)
Sumber httpwwwtwi-globalcomtechnical-knowledgejob-knowledgedesign-part-2-091
Gambar 214 Tebal efektif las sudut Ukuran minimum las sudut menurut SNI 17292015 harus tidak kurang dari ukuran
yang diperlukan untuk menyalurkan gaya yang dihitung atau ukuran seperti yang
tertera dalam Tabel 223 Ukuran maksimum dari las sudut dari bagian-bagian yang
tersambung harus
a Sepanjang tepi material dengan ketebalan kurang dari frac14 in (6 mm) tidak
lebih besar dari ketebalan material
b Sepanjang tepi material dengan ketebalan frac14 in (6 mm) atau lebih tidak
lebih besar dari ketebalan material dikurangi 116 in (2 mm) kecuali las
yang secara khusus diperlihatkan pada gambar pelaksanaan untuk
memperoleh ketebalan throat-penuh Untuk kondisi las yang sudah jadi
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
61
jarak antara tepi logam dasar dan ujung kaki las boleh kurang dari 116 in
(2 mm) bila ukuran las secara jelas dapat diverifikasi
Tabel 224 Tebal minimum las sudut
Ketebalan Material dari Bagian Paling Tipis yang Tersambung in (mm)
Ukuran Minimum Las Sudut[a] in (mm)
Sampai dengan frac14 (6) 18 (3) Lebih besar dari frac14 (6) sampai dengan frac12 (13) 316 (5)
Lebih besar dari frac12 (13) sampai dengan frac34 (19) frac14 (6) Lebih besar dari frac34 (19) 516 (8)
[a] Dimensi kaki las sudut Las pas tunggal harus digunakan Catatan Lihat Pasal J22b untuk ukuran maksimum las sudut
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015)
Panjang minimum dari las sudut yang dirancang berdasarkan kekuatan tidak boleh
kurang dari empat kali ukuran las nominal atau ukuran lain dari las harus
diperhitungkan tidak melebihi frac14 dari panjangnya Jika las sudut longitudinal saja
digunakan pada sambungan ujung dari komponen struktur tarik tulangan-rata
panjang dari setiap las sudut tidak boleh kurang dari jarak tegak lurus antaranya
Gambar 215 Panjang las longitudinal
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
62
Kekuatan desain ϕRn yang dilas harus merupakan nilai terendah dari kekuatan
material dasar yang ditentukan menurut keadaan batas dari keruntuhan tarik dan
keruntuhan geser dan kekuatan logam las yang ditentukan menurut keadaan batas
dari keruntuhan berikut ini
Untuk logam dasar
ϕRn = 075 fn BM ABM
Untuk logam las
ϕRn = 075 fne AWE
Dimana
fn BM = tegangan nominal dari logam dasar ksi (MPa)
fne = tegangan nominal dari logam las ksi (MPa)
ABM = luas penampang logam dasar in2 (mm2)
AWE = luas efektif las in2 (mm2)
kelompok las linear dengan suatu ukuran kaki yang seragam dibebani
melalui titik berat
ϕRn = 075 fne AWE
dan
fne = 060 fEXX ( 1 + 05sin15 θ )
dimana
fEXX = kekuatan klasifikasi logam pengisi ksi (MPa)
θ = sudut pembebanan yang diukur dari sumbu longitudinal las derajat
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
63
Kekuatan sambungan las pada sambungan pemikul momen adalah
ϕMn = sum ϕPlas d
Dimana
ϕMn = Kekuatan nominal sambungan las terhadap momen
ϕPlas = Gaya las terkoreksi
d = Lengan kopel terhadap garis netral
Gambar 216 Momen plastis siklik pada sambungan pemikul momen
2228 Perencanaan Sambungan Baut
Semua baut kekuatan-tinggi yang disyaratkan pada gambar desain yang digunakan
dalam pra-tarik atau joint kritis-slip harus dikencangkan dengan suatu ketegangan
baut tidak kurang dari yang diberikan dalam Tabel 224 kuat tarik nominal dan
kuat geser nominal pada sambungan tipe tumpu diberikan dalam tabel 225 dan
ukuran lubang maksimum untuk baut diberikan dalam Tabel 226 Jarak antara
pusat-pusat standar ukuran-berlebih atau lubang-lubang slot tidak boleh kurang
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
64
dari 2 23 kali diameter nominal d dari pengencang suatu jarak 3d yang lebih
disukai Jarak dari pusat lubang standar ke suatu tepi dari suatu bagian yang
disambung pada setiap arah tidak boleh kurang dari nilai yang berlaku dari Tabel
227 Jarak maksimum dari pusat setiap baut ke tepi terdekat dari bagian-bagian
dalam kontak harus 12 kali ketebalan dari bagian yang disambung akibat
perhitungan tetapi tidak boleh melebihi 6 in (150 mm) (SNI 17292015) Spasi
longitudinal pengencang antara elemen-elemen yang terdiri dari suatu pelat dan
suatu profil atau dua pelat pada kontak menerus harus sebagai berkut
1 Untuk komponen struktur dicat atau komponen struktur tidak dicat yang
tidak menahan korosi spasi tersebut tidak boleh melebihi 24 kali ketebalan
dari bagian tertipis atau 12 in (305 mm)
2 Untuk komponen struktur tidak dicat dari baja yang berhubungan dengan
cuaca yang menahan korosi atmospheric spasi tidak boleh melebihi 14 kali
ketebalan dari bagian tertipis atau 7 in (180 mm)
Catatan Dimensi pada (a) dan (b) tidak berlaku untuk elemen-elemen yang terdiri
dari dua profil dalam kontak menerus
Tabel 225 Pratarik baut minimum kN
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015)
Ukuran Baut mm Baut A325M Baut A490MM16 91 114 M20 142 179 M22 176 221 M24 205 257 M27 267 334 M30 326 408 M36 475 595
Sama dengan 070 dikalikan kekuatan tarik minimum baut dibulatkan mendekati kN seperti disyaratkan dalam spesifikasi untuk baut ASTM A325M dan A490M dengan ulir UNC
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
65
Kekuatan tarik atau geser desain dari suatu baut snug-tightened atau baut kekuatan-
tinggi pra-tarik atau bagian berulir harus ditentukan sesuai dengan keadaan batas
dari keruntuhan tarik dan keruntuhan geser sebagai berikut
ϕRn = 075 fn AB
Dimana
AB = Luas penampang baut
fn = kuat nominal baut terhadap tarik (fnt) atau geser (fnv) (tabel 225)
Kekuatan tarik yang tersedia dari baut yang menahan kombinasi gaya tarik dan
geser harus ditentukan sesuai dengan keadaan batas dari keruntuhan geser sebagai
berikut
ϕRn = 075 fnrsquo AB
dan
fnrsquo = 13 fnt -
frv lt fnt
dimana
fnrsquo = tegangan tarik nominal yang dimodifikasi mencakup efek tegangan
geser ksi (MPa)
fnt = tegangan tarik nominal dari Tabel 225 ksi (MPa)
fnv = tegangan geser dari Tabel 225 ksi (MPa)
frv = tegangan geser yang diperlukan ksi (MPa)
Tegangan geser yang tersedia dari sarana penyambung sama dengan atau melebihi
tegangan geser yang diperlukanfrv
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
66
Catatan Catatan bahwa bila tegangan yang diperlukan f baik geser atau tarik
yang kurang dari atau sama dengan 30 persen dari tegangan yang tersedia yang
sesuai efek kombinasi tegangan tidak perlu diperiksa
Tabel 226 Kekuatan nominal pengencang dan bagian yang berulir ksi (MPa)
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015) Tabel 227 Dimensi Lubang Nominal mm
Diameter
Baut
Dimensi LubangStandar
(Diameter)Ukuran-lebih
(Diameter)Slot-Pendek
(Lebar x Panjang)Slot-Panjang
(Lebar x Panjang)M16 18 20 18 x 22 18 x 40M20 22 24 22 x 26 22 x 50M22 24 28 24 x 30 24 x 55M24 27[a] 30 27 x 32 27 x 60M27 30 35 30 x 37 30 x 67M30 33 38 33 x 40 33 x 75ge M36 d + 3 d + 8 (d + 3) x (d + 10) (d + 3) x 25d
[a] Izin yang diberikan memungkinkan penggunaan baut 1 in jika diinginkan (Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015)
Deskripsi Pengencang Kekuatan Tarik
Nominal Fnt ksi (MPa)[a]
Kekuatan Geser Nominal dalam Sambungan Tipe-
Tumpu Fnv ksi (MPa)[b]
Baut A307 45 (310) 27 (188) [c][d]
Baut group A (misal A325) bila ulir tidak dikecualikan dari bidang geser
90 (620) 54 (372)
Baut group A (misal A325) bila ulir tidak termasuk dari bidang geser
90 (620) 68 (457)
Baut A490 atau A490M bila ulir tidak dikecualikan dari bidang geser
113 (780) 68 (457)
Baut A490 atau A490M bila ulir tidak termasuk dari bidang geser
113 (780) 84 (579)
Bagian berulir yang memenuhi persyaratan Pasal A34 bila ulir tidak dikecualikan dari bidang geser
075 Fu 0450 Fu
Bagian berulir yang memenuhi persyaratan Pasal A34 bila ulir tidak termasuk dari bidang geser
075 Fu 0563 Fu
[a]untuk baut kekuatan tinggi yang menahan beban fatik tarik[b]Untuk ujung sambungan yang dibebani dengan panjang pola pengencang lebih besar dari 38 in (965 mm) Fnv harus direduksi sampai 833 dari nilai tabulasi Panjang pola pengencang merupakan jarak maksimum sejajar dengan garis gaya antara sumbu baut-baut yang menyambungkan dua bagian dengan satu permukaan lekatan [c]Untuk baut A307 nilai yang ditabulasikan harus direduksi sebesar 1 persen untuk setiap 116 in (2 mm) di atas diameter 5 dari panjang pada pegangangrip tersebut [d]Ulir diizinkan pada bidang geser
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
67
(a) Sambungan tidak diperkaku (b) Sambungan diperkaku (c) Sambungan diperkaku + pengaku kolom
Tabel 228 Jarak tepi minimum dari pusat lubang standar ke tepi dari bagian
yang disambung
Diameter Baut (mm) Jarak Tepi Minimum 16 22 20 26 22 28 24 30 27 34 30 38 36 46
Di atas 36 125d [a]Jika diperlukan jarak tepi terkecil diizinkan asalkan ketentuan yang sesuai Pasal J310 dan J4 dipenuhi tetapi jarak tepi yang kurang dari satu diameter baut tidak diizinkan tanpa persetujuan dari Insinyur yang memiliki izin bekerja sebagai perencana [b]Untuk ukuran-berlebih atau lubang-lubang slot lihat Tabel J35M
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015)
Beberapa aplikasi dari sambungan baut adalah sambungan pemikul momen dan
sambungan geser Prinsip dasar dari sambungan baut adalah baut menahan gaya
geser dan gaya tarik
1 Sambungan pemikul momen
Gambar 217 Sambungan pemikul momen menurut AISC 2003
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
68
Gambar 219 Menentukan Muc
Perencanaan sambungan baut untuk balok kolom lebih kuat dari profil yang
disambung untuk menghindari prilaku sambungan yg runtuh getas Momen
rencana untuk sambungan adalah
- Sambungan tidak diperkaku
Muc = Mp + Vu (k) k terkecil dari d atau 3b
- Sambungan diperkaku
Muc = Mp + Vu (Lst + tp)
Gambar 218 Lokasi sendi plastis
Lst =
Gambar 220 Geometri sambungan end-plate
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
69
Sambungan end-plate pada umum nya mempunya 2 buat setiap baris jika dibebani
sampai kondisi ultimate maka reaksi setiap baut adalah 2Pt kapasitas sambungan
tanpa efek prying maka momen kapasitas sambungan adalah jumlah kumulatif
statis momen gaya reaksi baut tarik 2Pt terhadap titik resultan desak di pusat berat
pelat sayap profil (Dewobroto 2016) Kuat sambungan berdasarkan baut tanpa efek
prying adalah
ϕMnp = 2 ϕPt sum
= 2 ϕPt sum (h0 + h1 + h3 hellip hi)
Dimana
Mnp = kapasitas sambungan end-plate didasarkan pada kuat tarik tanpa
efek prying
Pt = gaya reaksi tarik baut
Gambar 221 Momen kopel baut tarik terhadap sayap tekan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
70
Tabel 229 Kapasitas sambungan end-pelat menurut AISC 2003
No Kapasitas Sambungan
1
Konfigurasi 4 baut tanpa pengaku
2
Konfigurasi 4 baut dengan pengaku
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
71
Tabel 229 Kapasitas sambungan end-pelat menurut AISC 2003 (lanjutan)
No Kapasitas Sambungan
3
Konfigurasi 6 baut tanpa pengaku
4
Konfigurasi 8 baut tanpa pengaku
Sumber Extended end-plateed moment connections seismic and wind applications AISC 2003
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
72
2 Sambungan Geser
Gambar 222 Sambungan balok anak ke balok induk
Perencanaan sambungan baut untuk geser juga harus lebih kuat dari profil yang
disambung untuk menghindari prilaku sambungan yg runtuh getas Gaya geser
rencana untuk sambungan adalah gaya geser ultimate balok anak sehingga
jumlah baut yg diperlukan adalah
=
Dimana
= kuat geser nominal profil
= kuat geser minimum baut
223 Disain untuk stabilitas
Stabilitas harus disediakan untuk struktur secara keseluruhan dan untuk setiap
elemennya Efek terhadap stabilitas struktur dan elemen-elemennya harus
memperhitungkan hal-hal berikut
1 lentur geser dan deformasi komponen struktur aksial dan semua deformasi
lainnya yang memberi kontribusi terhadap perpindahan struktur
2 efek orde-kedua (kedua efek P-∆ dan P-δ)
3 ketidaksempurnaan geometri
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
73
4 reduksi kekakuan akibat inelastisitas
5 ketidakpastian dalam kekakuan dan kekuatan Semua efek yang bergantung
beban harus dihitung di level pembebanan sesuai dengan kombinasi beban
Direct Analysis Method (DAM) dibuat untuk mengatasi keterbatasan Effective
Length Method (ELM) yang merupakan strategi penyederhanaan analisis cara
manual Akurasi DAM dapat diandalkan karena memakai komputer dan
mempersyaratkan program analisis struktur yang dipakai seperti
1 Dapat memperhitungkan deformasi komponen-komponen struktur dan
sambungannya yang mempengaruhi deformasi struktur keseluruhan
Deformasi komponen yang dimaksud berupa deformasi akibat lentur aksial
dan geser Persyaratan ini cukup mudah hampir sebagian besar program
komputer analisa struktur berbasis metoda matrik kekakuan apalagi
lsquometoda elemen hinggarsquo yang merupakan algoritma dasar ana-lisa struktur
berbasis komputer sudah memasukkan pengaruh deformasi pada elemen
formulasinya (Dewobroto 2013)
2 Pengaruh Orde ke-2 (P-Δ amp P-δ) Program komputer yang dapat
menghitung gaya-gaya batang dengan analisa struktur orde ke-2 yang
mempertimbangkan pengaruh P-Δ dan P-δ adalah sangat penting dan
menentukan Umumnya program komputer komersil bisa melakukan
analisa struktur orde ke-2 meskipun kadangkala hasilnya bisa berbeda satu
dengan lain-nya Oleh karena itu diperlukan verifikasi terhadap kemam-
puan program komputer yang dipakai Ketidaksempurnaan terjadi ketika
program ternyata hanya mampu memperhi-tungkan pengaruh P-Δ saja
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
74
tetapi tidak P-δ Adapun yang dimaksud P-Δ adalah pengaruh pembebanan
akibat terjadinya perpindahan titik-titik nodal elemen sedangkan P-δ adalah
pengaruh pembebanan akibat deformasi di elemen (di antara dua titik nodal)
(Dewobroto 2013) seperti terlihat pada Gambar 28 di bawah
Gambar 223 Pengaruh Orde ke-2 (AISC 2010)
3 Perhitungan stabilitas struktur modern didasarkan anggapan bah-a
perhitungan gaya-gaya batang diperoleh dari analisa struktur elastik orde-2
yang memenuhi kondisi keseimbangan setelah pembebanan yaitu setelah
deformasi Ketidak-sempurnaan atau cacat dari elemen struktur seperti
ketidaklurusan batang akibat proses fabrikasi atau konsekuensi adanya
toleransi pelaksanaan lapangan akan menghasilkan apa yang disebut efek
destabilizing Adanya cacat bawaan (initial imperfection) yang
mengakibatkan efek destablizing dalam Direct Analysis Method (DAM)
dapat diselesaikan dengan dua cara yaitu [1] cara pemodelan langsung cacat
pada geometri model yang dianalisis atau [2] memberikan beban notional
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
75
(beban lateral ekivalen) dari sebagian prosentasi beban gravitasi (vertikal)
yang bekerja Cara pemodelan langsung dapat diberikan pada titik nodal
batang yang digeser untuk sejumlah tertentu perpindahan yang besarnya
diambil dari toleransi maksimum yang diperbolehkan dalam perencanaan
maupun pelaksanaan Pola penggeseran titik nodal pada pemodelan
langsung harus dibuat sedemikian rupa sehingga memberikan efek
destabilizing terbesar Pola yang dipilih dapat mengikuti pola lendutan hasil
pembebanan atau pola tekuk yang mungkin terjadi Beban notional
merupakan beban lateral yang diberikan pada titik nodal di semua level
berdasarkan prosentasi beban vertikal yang bekerja di level tersebut dan
diberikan pada sistem struktur penahanbeban gravitasi melalui rangka atau
kolom vertikal atau dinding sebagai simulasi pengaruh adanya cacat
bawaan (initial imperfection)Beban notional harus ditambahkan bersama-
sama beban lateral lain juga pada semua kombinasi kecuali kasus tertentu
yang memenuhi kriteria pada Section C22b(1) (SNI 1729 2015) Besarnya
beban notional adalah
Ni = 0002 α Yi
Dimana
α = 16 untuk metode tegangan izin dan 10 untuk metode ultimit
Ni = Beban notional yang digunakan pada level i
Yi = Beban grafitasi yang digunakan pada level i
Nilai 0002 mewakili nilai nominal rasio kemiringan tingkat (story out of
plumbness) sebesar 1500 yang mengacu AISC Code of Standard Practice
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
76
Jika struktur aktual ternyata punya kemiringan tingkat berbeda lebih besar
tentunya maka nilai tersebut tentunya perlu ditinjau ulang Beban notional
pada level tersebut nantinya akan didistribusikan seperti halnya beban
gravitasi tetapi pada arah lateral yang dapat menimbulkan efek
destabilizing terbesar Jadi perlu beberapa tinjauanPada bangunan gedung
jika kombinasi beban belum memasukkan efek lateral maka beban notional
diberikan dalam dua arah alternatif ortogonal masing-masing pada arah
positip dan arah negatif yang sama untuk setiap level Sedangkan untuk
kombinasi dengan beban lateral maka beban notional diberikan pada arah
sama dengan arah resultan kombinasi beban lateral pada level tersebut Jadi
penempatan notional load diatur sedemikian rupa agar jangan sampai hasil
akhir kombinasinya akan lebih ringan Bukankah notional load adalah
untuk memodelkan ketidaksempurnaan (Dewobroto 2015)
Adanya leleh setempat (partial yielding) akibat tegangan sisa pada profil
baja (hot rolled atau welded) akan menyebabkan pelemahan kekuatan saat
mendekati kondisi batasnya Kondisi tersebut pada akhirnya menghasilkan
efek destabilizing seperti yang terjadi akibat adanya geometry imperfection
Kondisi tersebut pada Direct Analysis Method (DAM) akan diatasi dengan
penyesuaian kekakuan struktur yaitu memberikan faktor reduksi kekakuan
Nilainya diperoleh dengan cara kalibrasi dengan membandingkannya
dengan analisa distribusi plastisitas maupun hasil uji test empiris (Galambos
1998) Faktor reduksi kekakuan EI=08τbEI dan EA=08EA dipilih DAM
dengan dua alasan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
77
Pertama Portal dengan elemen langsing yang kondisi batasnya ditentukan
oleh stabilitas elastis maka faktor 08 pada kekakuan dapat
menghasilkan kuat batas sistem sebesar 08 times kuat tekuk
elastisHal ini ekivalen dengan batas aman yang ditetapkan pada
perencanaan kolom langsing memakai Efective Length Method
persamaan E3-3 (SNI 1729 2015) yaitu φPn = 09 (0877 Pe) =
079 Pe
Kedua Portal dengan elemen kaku stocky dan sedang faktor
08τb dipakai memperhitungkan adanya pelemahan (softening)
akibat kombinasi aksial tekan dan momen lentur Jadi kebetulan
jika ternyata faktor reduksi kolom langsing dan kolom kaku
nilainya saling mendekati atau sama Untuk itu satu faktor reduksi
sebesar 08τb dipakai bersama untuk semua nilai kelangsingan
batang (SNI 1729 2015 C23(1)) (Dewobroto 2015)
Faktor τb mirip dengan reduksi kekakuan inelastis kolom akibat hilangnya
kekakuan batang Untuk kondisi Pr le 05Py dimana Pr= adalah gaya tekan
perlu hasil kombinasi LRFD
τb = 1
Jika gaya tekannya besar yaitu Pr gt 05Py maka
τb = 4 [ 1 - ]
Pemakaian reduksi kekakuan hanya berlaku untuk memperhitungkan
kondisi batas kekuatan dan stabilitas struktur baja dan tidak digunakan pada
perhitungan drift (pergeseran) lendutan vibrasi dan penentuan periode
getar Untuk kemudahan pada kasus τb = 1 reduksi EI dan EA dapat
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
78
diberikan dengan cara memodifikasi nilai E dalam analisis Tetapi jika
komputer program bekerja semi otomatis perlu diperhatikan bahwa reduksi
E hanya diterapkan pada 2nd order analysis Adapun nilai modulus elastis
untuk perhitungan kuat nominal penampang tidak boleh dikurangi seperti
misal saat perhitungan tekuk torsi lateral pada balok tanpa tumpuan lateral
(Dewobroto 2015) Bebanan notional dapat juga dipakai untuk antisipasi
pelemahan kekakuan lentur τb akibat kondisi inelastic adanya tegangan
residu Strategi ini cocok untuk menyederhanakan perhitungan DAM pada
batang dengan gaya tekan besar αPr gt 05Py dimana nilai τb lt 10 Jika
strategi ini akan dipakai maka τb = 10 dan diberikan beban notional
tambahan sebesar
Ni = 0001 α Yi
Dimana
α = 16 untuk metode tegangan izin dan 10 untuk metode ultimit
Ni = Beban notional yang digunakan pada level i
Yi = Beban grafitasi yang digunakan pada level i
Beban tersebut diberikan sekaligus bersama beban notional yang
merepresentasikan cacat geometri bawaan (initial imperfection) karena
sifatnya memperbesar maka beban notional akhir menjadi Ni=0003Yi
sedangkan τb = 10 untuk semua kombinasi beban (Dewobroto 2015)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
79
BAB III
METODE PENELITIAN
31 Persiapan
Tahap ini merupakan rangkaian kegiatan sebelum melakukan pengumpulan
dan pengolahan data Tahap ini meliputi kegiatan-kegiatan sebagai berikut
1 Menentukan judul Tugas Akhir
2 Pembuatan proposal Tugas Akhir
3 Studi pustaka terhadap materi sebagai garis besar
32 Bagan Alir
MULAI
PENGUMPULAN DATA
STUDI LITERATUR
TAHAP DESAIN DATA
Perhitungan beban mati
Perhitungan beban hidup
Perhitungan beban angin
Perhitungan beban gempa
PENGOLAHAN DATA
A Pradimensi dan kontrol struktur sekunder B Analisa struktur primer dengan bantuan etabs 2015
(efek P-∆ dan P-δ) dan kontrol manual C Disain sambungan balok kolom dan sambungan
balok balok
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
80
Gambar 31 Diagram Alir Penelitian
321 Mulai
322 Pengumpulan Data
Pengumpulan data data yang di gunakan dalam perencanaan struktur baja
seperti profil yang di gunakan kuat tarik baja yang tersedia dan kuat tekan beton
rencana
323 Studi Literatur
Studi literatur bermula dari pengumpulan teori-teori yang berhubungan
dengan disain baja dan system rangka baja pemikul momen khusus Selain itu
dikumpulkan juga data-data yang berhubungan dengan tugas akhir ini seperti data
pembebanan gedung yang diambil dari peraturan pembebanan untuk gedung 1983
HASIL DAN PEMBAHASAN
Dimensi struktur sekunder Dimensi struktur primer Rencana Sambungan
SELESAI
KESIMPULAN DAN SARAN
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
81
dan rumus-rumus yang akan digunakan dalam perhitungan berdasarkan metode
Load and Resistance Factor Design (LRFD)
324 Tahap Desain Data
Pada tahap desain data hal pertama yang dikerjakan adalah menghitung
pembebanan pada struktur sekunder Perhitungan pembebanan berdasarkan
PPURG 1983 Beban-beban yang bekerja hanya beban mati dan beban hidup
Struktur sekunder meliputi pelar metal deck pelat baja gording dan tangga
Setelah perhitungan pembebanan selesai tahap selanjutnya adalah
melakukan pradimensi ketebalan pada pelat dan pradimensi profil pada gording dan
tangga Kemudian hasil pradimensi akan dikontrol apakah dimensi yang di
asumsikan sudah memenuhi syarat atau belum sesuai dengan besarnya gaya-gaya
dalam yang bekerja pada masing masing struktur sekunder tersebut Jika sudah
memenuhi syarat maka reaksi dari masing masing struktur sekunder tersebut akan
di jadikan beban pada struktur primer Struktur primer yang sudah di pradimensi
akan di analisa dengan menggunakan kombinasi kombinasi beban mati beban hidup
dan beban gempa dengan bantuan software etabs 2015 Selanjutkan output dari
etabs berupa momen lentur gaya lintang dan gaya normal pada masing masing
balok dan kolom akan di kontrol secara manual dengan metode LRFD yang
mengacu kepada SNI 1729 2015
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
82
325 Pengolahan Data
325a Analisa Struktur Manual Dengan Metode LRFD
Pada tahap analisa struktur manual dengan metode LRFD bagian yang akan
dianalisa adalah mengontrol momen lentur dan gaya geser yang terjadi pada balok
komposit Pada kolom di kontrol kombinasi gaya tekan dan lentur dua arah serta
gaya geser Lalu selanjutnya adalah melakukan kontrol terhadap pradimensi apakah
sudah memenuhi syarat atau belum
325b Analisa sambungan balok kolom
Analisa sambungan dilakukan untuk mendapatkan jumlah baut tebal pelat
penyambung tebal las pada Balok dan kolom analisa sambungan pemikul momen
menggunakan momen plastis penampang sebagai momen ultimit sehingga
kekuatan sambungan sama dengan atau lebih besar dari kekuatan profil sedangkan
pada sambungan sendi digunakan gaya geser ultimate sebagai gaya geser rencana
326 Hasil dan Pembahasan
Dimensi struktur sekunder dan dimensi struktur primer yang memenuhi
syarat keamanan dan kenyamanan Rekapitulasi stress ratio pada balok komposit
dan kolom yang ada di struktur primer Stress ratio sendiri adalah perbandingan
gaya terfaktor dibagi dengan gaya terkoreksi yang artinya jika stress ratio lebih
besar dari satu (1) maka struktur dinyatakan tidak memenuhi syarat keamanan
327 Kesimpulan dan Saran
328 Selesai
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
83
BAB IV
HASIL DAN PEMBAHASAN
41 Disain Struktur Sekunder
411 Pelat Floor deck
Gambar 41 Tributari area elevasi +580 m
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat sendiri pelat 012 x 1 x 2400 = 288 kgm
Berat spesi 002 x 1 x 2100 = 42 kgm
Berat keramik 001 x 1 x 2400 = 24 kgm +
qdl = 354 kgm
2 Beban hidup (life load)
Berdasarkan PPPURG 1987 beban hidup untuk lantai pabrik 400 kgm2
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
84
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 354 = 4956 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 354 + 16 x 400 = 10648 kgm
sehingga digunakan qu = 10648 kgm
B Dimensi Floor Deck
Berdasarkan SNI ndash 03 ndash 2847 ndash 2002 pasal 103 didapat momen positif
maximum untuk pelat satu arah adalah
Gambar 42 Distribusi momen untuk pelat satu arah
=
=
= 30422 kg m
Dicoba smartdeck BMT 07 mm
Gambar 43 Diagram tegangan momen kopel (positif) floor deck
d = h ndash c = 120 ndash 255 = 945 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
85
a =
=
= 239867 mm
ϕMn = 08 As fy ( d- )
ϕMn = 08 x 92676 x 550 ( 945 -
)
ϕMn = 33644 kg m gt Mu = 30422 kg m ( OK )
C Dimensi Wiremesh
Berdasarkan SNI ndash 03 ndash 2847 ndash 2002 pasal 103 didapat momen negatif
maximum untuk pelat satu arah adalah
=
=
= 42592 kg m
Dicoba wiremesh M-8 ( AST = 33493 mm2 )
Gambar 44 Diagram tegangan momen kopel (negatif) floor deck
d = h - selimut ndash 05 ϕ = 120 ndash 20 ndash 05 x 8 = 96
a =
=
= 1083 mm
ϕMn = 08 As fy ( d- )
ϕMn = 08 x 33493 x 400 ( 96 -
)
ϕMn = 970955 kg m gt Mu = 42592 kg m ( OK )
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
86
412 Balok Anak Pelat Floor Deck
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat floof deck = 2 x 354 = 708 kgm
Berat WF 300 x 150 x 55 x 8 = 32 = 32 kgm +
qdl = 740 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup pelat = 2 x 400 = 800 kgm
qll = 800 kgm
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 740 = 1036 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 740 + 16 x 800 = 2168 kgm
sehingga digunakan qu = 2168 kgm
B Momen ultimate
MMAX = qu l2
MMAX = 2168 x 82
MMAX = 17344 kg m
C Kontrol momen
- menentukan lebar efektif pelat beton
1 be lt
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
87
be lt
be lt 1
2 be lt bo
be lt 1
sehingga digunakan be = 1 meter
akibat adanya lubang pada floor deck maka digunakan bekivalen
bekivalen =
=
= 810 mm
- Menentukan nilai n
Ebeton = 4700 = 4700 radic25 = 23500
Ebaja = 200000
n = = = 851
- Menentukan lebar transformasi penampang beton
=
= 951 cm
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Pelat Beton 11412 6 68472 Floor Deck 1867 945 17643 Profil WF 3766 245 92267
sum 17045 sum 178382
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
88
ẏ = sum
sum =
= 1046 cm
Titik berat berada di pelat beton
a =
=
= 4938 mm
d1 = 05hprofil + tpelat = 125 + 120 = 245 mm
d2 = hprofil ndash ċ = 120 ndash 1713 = 10287
ϕMn = 09 As fy ( d1- )
ϕMn = 09 x [ 3766 x 240 x ( 245 -
) +118843 550 ( 10287 -
) ]
ϕMn = 1792124 + 102396
ϕMn = 189452 kg m gt Mu = 17344 kg m ( OK )
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
89
D Dimensi Penghubung Geser (Shear Conector)
Gaya horizontal akibat aksi komposit penuh
Vh = 085 a b = 085 x 4938 x 1000 x 25 = 1049325 N
Digunakan Stud connector ⅝rdquo luas satu buah stud connector adalah
Asc = d2 = 158752 =19801 mm2
Kuat geser satu buah shear connector
Qn = 05 Asc lt Rg Rp Asc fu
Qn = 05 x 19801 x radic25 23500 lt 085 x 075 x 19801 x 550
Qn = 7588676 N lt 69427
Jumlah shear connector yang di butuhkan
N = = = 151 ~ 16 buah untuk setengah bentang
Total kebutuhan shear connector adalah 32 buah untuk semua bentang Jika
dipasang dua buah shear connector pada setiap penampang melintang maka
jarak shear connector adalah
S = = 500 mm
Smin = 6d = 6 x 15875 = 9525 mm
Smax = 8t = 8 x 120 = 960 mm
Strans = 4d = 4 x 15875 = 635 mm
Sehingga digunakan shear connector 2 x (⅝rdquo x 65 cm) dengan jarak 20 cm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
90
E Kontrol Geser
Menghitung gaya geser ultimate
Vu = qu l = x 2168 x 8 = 8672 kg
Menghitung gaya geser nominal
ϕVn = 09 (06 fy) h tw
ϕVn = 09 x 06 x 240 x 264 x 55
ϕVn = 20243 kg gt Vu = 8672 kg (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
91
413 Pelat Chekered
Gambar 45 Tributari area elevasi +1070 m
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat pelat 45 mm = 00045 x 1 x 7850 = 35325 kgm
2 Beban hidup (life load)
Berdasarkan PPPURG 1987 beban hidup untuk lantai pabrik 400 kgm2
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 35325 = 49455 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 35325 + 16 x 400 = 68239 kgm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
92
sehingga digunakan qu = 68239 kgm
B Momen Maximum
Berdasarkan SNI ndash 03 ndash 2847 ndash 2002 pasal 103 didapat momen maximum
untuk pelat satu arah adalah
Gambar 46 Distribusi momen untuk pelat satu arah
=
=
= 2557 kg m
C Momen Nominal
ϕMn = 09 zx fy
= 09 x ( b d2 ) x fy
= 09 x ( 1000 x 452 ) x 240
= 10935 kg m gt Mu = 2557 kg m OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
93
414 Siku Pengaku Pelat Lantai Chekred
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat pelat 45 mm = 00045 x 06 x 7850 = 21195 kgm
Berat L 70 x 70 x 6 = 638 = 638 kgm +
= 27575 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup pelat = 06 x 400 = 240 kgm
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 27575 = 35805 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 27575 + 16 x 240 = 41469 kgm
sehingga digunakan qu = 41469 kgm
B Momen Maximum
=
=
= 7465 kg m
C Momen Nominal
My = sx fy
= 7330 x 240
= 17592 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
94
Me =
=
= 13524 kg m
Me gt My
Mn = [ 192 ndash 117 ] Me lt 15 My
= [ 192 ndash 117
] My lt 15 My
= 1498 My lt 15 My
ϕMn = 09 x 1498 x My
= 09 x 1498 x 17592
= 23717 kg m gt Mu = 7465 kg m OK
C Geser Nominal
lt 11
lt 11
1 lt 34785 ~gt cv = 1
ϕVn = 09 06 Aw fy cv
= 09 x 06 x 70 x 7 x 240 x 1
= 63504 kg gt Vu = (05 x l x qu = 2488 kg)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
95
415 Balok Anak Pelat Chekered
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat L 70 x 70 x 6 = 638 x 12 x 13 = 99528 kg
Berat ekivalen siku = =
= 12441 kgm
Berat pelat 45 mm = 00045 x 12 x 7850 = 42390 kgm
Berat WF 200 x 150 x 6 x 9 = 30600 = 30600 kgm
Berat L 70 x 70 x 6 = 12441 = 12441 kgm +
= 85431 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup pelat = 12 x 400 = 480 kgm
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 85431 = 11960 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 76131 + 16 x 480 = 87052 kgm
sehingga digunakan qu = 87052 kgm
B Momen Maximum
=
=
= 696414 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
96
C Menentukan momen nominal
Lp = = radic
36 = 18357 cm
L lt Lp
Mp = zx fy
= [(btf(h-tf)) + 05(h-2tf)2tw)] fy
= [(150 x 9 x (200 ndash 9)) + 05(200 ndash 2 x 9)2 x 6)] x 240
= 857332 kg m
ϕMn = 09 Mp
= 09 x 857332
= 771599 kg m gt Mu = 696414 kg m OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
97
416 Gording
Gambar 47 Rencana atap elevasi +1250 m dan +3550 m
Jarak antara Gording = 14 meter
Panjang gording = 6 meter
Sudut kemiringan atap = 10o
Berat atap (BMT 045) = 657 kgm2
Isolation rockwool = 25 kgm2
Profil gording = CNP 150 x 50 x 20 x 32 = 7 kgm
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat isolation rockwool = 14 x 25 = 35 kgm
Berat atap = 14 x 657 = 92 kgm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
98
Berat gording = 70 = 70 kgm +
qdl = 512 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup di tengah gording = 100 kg
3 Beban angin
Gambar 48 Kecepatan angin
Kecepatan angin maximum adalah 35 KNOT yaitu 6482 kmjam ( 18 ms )
P = = = 2026 kgm2
Tekanan angin minimum di laut dan di tepi laut sampai sejauh 5 km dari pantai
diambil minimum 40 kgm2 Sehingga digunakan tekanan angin 40 kgm2
Koefisien angin tekan = 002α - 04 = 002 (10) - 04 = - 02
Koefisien angin hisap = - 04
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
99
qtekan = -02 x 40 = 8 kgm2
qhisap = -04 x 70 = 16 kgm2
B Menghitung momen momen pada gording
1 akibat beban mati
Mx = qdl cosα = 512 x cos10 x 62 = 226899 kg m
My = qdl sinα = 512 x sin10 x 22 = 445 kg m
2 akibat beban hidup
Mx = P cosα lx = 100 x cos10 x 6 = 147721 kg m
My = P sinα ly = 100 x sin10 x 2 = 8682 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
100
3 akibat beban angin
Mtekan = qwl = (-8) x cos10 x 62 = -3545 kg m
Mhisap = qwl = (-16) x sin10 x 62 = -709 kg m
No Kombinasi Beban Sumbu x Sumbu y 1 14 DL 3176586 623 2 12 DL + 05La 3461393 9681 3 12 DL + 16 La 5086324 192312 4 12 DL + 13 W + 05La 4465911 -188234 5 12 DL + 16 La + 08 W 4802724 -374888 6 09 DL + 13 W 2261938 -8683
Sehingga didapat momen maximum adalah
Mx = 508632 kg m
My = 19231 kg m
C Menentukan momen nominal
Lp = = radic
181 = 92 cm
J = [ 2b + h ]
= [ 2 x 50 x 323 + 150 x 323 ]
= 2730 6667 mm
Cw = [
]
=
[
]
= 750 x 106
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
101
=
=
= 11512931
= 4 2
= 4
]2
= 3141 x 10-4
=
1 1
=
1 1 3141 10 240 70
= 25044 cm
Lp lt L lt Lr
Mp = zx fy
= [(btf(h-tf)) + 05(h-2tf)2tw)] fy
= [(50 x 32 x (150 ndash 32)) + 05(150 ndash 2 x 32)2 x 32)] x 240
= 95963 kg m
Mr = Sx fr
= 37400 x (240 ndash 70)
= 6358 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
102
ϕMnx = 09 ( Mp ndash ( Mp- Mr)
)
= 09 ( 95963 ndash (95963 ndash 6358)
)
= 66984 kg m gt Mu = 508632 kg m OK
ϕMny = 09 Sy fy
= 09 x 8200 x 240
= 17712 kg m gt Mu = 19231 kg m OK
kontrol syarat momen lentur
+ lt 10
+
lt 10
0867 lt 10 OK
D Lendutan
=
+
=
+
= 15194 + 7913
= 23107 mm
=
+
=
+
= 0331 + 0516
= 0846 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
103
δ =
= 23107 0846
= 23122 mm
δizin = = = 25 mm gt δ = 23112 mm OK
417 Sagrod (Batang Tarik)
Gambar 49 Rencana sagrod
Rencana digunakan sagrod Oslash 10 mm
A Beban yang bekerja
1 Beban mati
- Gording luar
Berat atap = 2 x 14 x 657 x sin 10o = 31944 kg
Berat gording = 2 x 7 x sin 10o = 24310 kg +
sum = 56254 kg
- Gording dalam
Berat atap = 2 x 14 x 657 x sin 10o = 31944 kg
Berat gording = 2 x 7 x sin 10o = 24310 kg
Isolation rockwoll = 2 x 14 x 25 x sin 10o = 121553 kg +
sum = 177807 kg
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
104
2 Beban hidup
- Gording luar
Beban tak terduga = 200 x sin 10o = 347296 kg
- Gording dalam
Beban tak terduga = 100 x sin 10o = 173648 kg
B Gaya ultimate pada sagrod
PDL = Gording Luar + 10 Gording Dalam + Berat sagrod
= 56254 + (10 x 177807) + (0617 x 14)
= 1920704 kg
PLL = Gording Luar + 10 Gording Dalam
= 347296 + (10 x 173648)
= 2083776 kg
Kombinasi Pu kg
14 DL 288899
12DL + 16LL 563888
Digunakan 2 buah sagrod sehingga Pu sagrod adalah 5638882 = 281944 kg
C Menentukan Gaya Nominal Sagrod
Kekuatan leleh tarik pada penampang bruto
ϕPn = 09Asfy
= 09 x 785 x 240
= 16955 kg
Kekuatan tarik pada penampang netto
ϕPn = 075Asfu
= 075 x (09 x 785) x 370
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
105
= 19605 kg
Sehingga ʹϕPn yang digunakan adalah 16955 kg
Stress ratio = =
= 017 lt 1 OK
418 Ikatan Angin
Ikatan angin akan didisain menggunakan besi beton karena kelangsingan besi
beton sangat kecil maka batang hanya didisain terhadap tarik
Gambar 410 Tributri area ikatan angin
Dicoba menggunakan ikatan angin Oslash 22 mm
Data data geometri
x = 12 tanα = 12 tan 10o = 21159 m
h1 = 71 + x = 71 + 21159 = 92159 m
β
60925 60925 60925 60925
60000
60000 60000 60000 60000
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
106
h2 = 71 + 075x = 71 + 15869 = 86869 m
h3 = 71 + 025x = 71 + 05289 = 76289 m
tan β =
= 09848 β = 445617o
sin β = 07016
cos β = 07126
Koefisien angin C = 09
F1 = CPa λ
= 09 x 40 x 6 x
= 193350 kg
F2 = CPa λ
= 09 x 40 x 6 x
= 176210 kg
F3 = CPa λ
= 09 x 40 x 6 x
= 159072 kg
R = 05F1 + F2 + F3 = 96675 + 176210 + 159072 = 431957 kg
A Gaya Ultimate Pada Ikatan Angin
Gaya batang akan dihitung dengan menggunakan analisa keseimbangan titik
buhul
- Titik A
sumV = 0 sum H = 0
R + S1 = 0 H1 = 0
S1 = - R
S1 = - 431957 kg
- Titik B
sumV = 0 sum H = 0
F3 + S1 + D1sinβ = 0 H2 + D1cosβ = 0
D1 = -
H2 = - D1cosβ
R
S1
H1
H2
S1
F3
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
107
S1
D1 = -
H2 = - 388946 x 07124
D1 = 388946 kg H2 = - 277085 kg
- Titik C
sumV = 0 sum H = 0
S2 + D1sinβ = 0 H3 ndash H1 - D1cosβ = 0
S2 = - D1sinβ H3 = 0 + D1cosβ
S2 = - 388946 x 07016 H3 = 388946 x 07124
S2 = - 272885 kg H2 = 277085 kg
- Titik D
sumV = 0
F2 + S2+ D2sinβ = 0
D2 = -
D2 = -
D2 = 137792 kg
Gaya batang maximum pada ikatan angin 388946 kg
Pu = 16 WL = 16 x 388946 = 622314 kg
B Gaya Nominal Ikatan Angin
Kekuatan leleh tarik pada penampang bruto
ϕPn = 09Asfy
= 09 x 3801 x 240
= 821016 kg
Kekuatan tarik pada penampang netto
ϕPn = 075Asfu
= 075 x (09 x 3801) x 370
= 949299 kg
H3 H1
S2
F2
H2 H4
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
108
Sehingga ʹϕPn yang digunakan adalah 821016 kg
Stress ratio = =
= 076 lt 1 OK
419 Tangga
Gambar 411 Rencana tangga
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Pipa 15rdquo 36 x [ (2x4942) + (8x1) + (4x03)] = 687 kg
Pipa 1rdquo = 18 x [ (4x4942) + (8x03)] = 399 kg
Pelat 45 mm = 35325 x 03 x 1 x 16 = 1696 kg +
= 27816 kg
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
109
= =
= 56285 kgm
Digunakan profil UNP 200 x 80 x 75 x 11
= +
= 56285 + 246
= 80885 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup tangga = 400 kgm
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 80885 = 113239 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 80885 + 16 x 400 = 737062 kgm
sehingga digunakan qu = 737062 kgm untuk 2 profil kanal beban untuk 1
profil kanal adalah = 368521 kgm
B Momen maximum
Mu = q = 368521 x 4942 = 11251 kg m
C Momen nominal
Lp = = radic
238 = 121366 cm
b = b ndash 05tw
= 80 ndash (05 x 75)
= 7625 mm
h = h - tf
= 200 - 11
= 189 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
110
J = [ 2brsquo + hrsquo ]
= [ 2 x 7625 x 113 + 189 x 753 ]
= 94237291 mm
Cw = [
]
=
[
]
=
[
]
= 120 x 108
=
=
= 2474747
= 4 2
= 4
]2
= 18143 x 10-5
=
1 1
=
1 1 18143 10 240 70
= 51792 cm
Lp lt L lt Lr
Mp = zx fy
= [(btf(h-tf)) + 05(h-2tf)2tw)] fy
= [(80 x 11 x (200 ndash 11)) + 05(200 ndash 2 x 11)2 x 75)] x 240
= 684324 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
111
Mr = sx fr
= 195000 x (240 ndash 70)
= 3315 kg m
ϕMnx = 09 ( Mp ndash ( Mp- Mr)
)
= 09 ( 684324 ndash (684324 ndash 3315)
)
= 352568 kg m gt Mu = 11251 kg m OK
42 Disain Struktur Primer
421 Beban beban yang bekerja
4211 Beban gravitasi
a Beban pada floor deck
- Beban mati tambahan (dead load)
Berat spesi 002 x 1 x 2100 = 42 kgm
Berat keramik 001 x 1 x 2400 = 24 kgm +
qdl = 66 kgm
adapun berat sendiri profil dihitung dengan software etabs 2015
- Beban hidup (life load)
Berdasarkan PPPURG 1987
Beban hidup rencana untuk lantai pabrik = 400 kgm2
Koefisien reduksi untuk perencanaan balok induk = 100
Koefisien reduksi untuk peninjauan terhadap masa gempa = 090
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
112
b Beban pada lantai chekered plate
- Beban mati tambahan (dead load)
Berat per 6 meter luas L 70 x 70 x 6 = 638 x 6 x 9 = 34452 kg
Berat ekivalen siku = =
= 957 kgm
- Beban hidup (life load)
Berdasarkan PPPURG 1987
Beban hidup rencana untuk lantai pabrik = 400 kgm2
Koefisien reduksi untuk perencanaan balok induk = 100
Koefisien reduksi untuk peninjauan terhadap masa gempa = 090
4212 Beban angin
- Dinding vertical
Di pihak angin = + 09 x 40 = + 36 kgm2
Di belakang angin = - 04 x 40 = - 16 kgm2
- Atap segi-tiga dengan sudut kemiringan α 10o
Koefisien angin tekan = 002α - 04 = 002 (10) - 04 = - 02
Koefisien angin hisap = - 04
qtekan = -02 x 40 = -8 kgm2
qhisap = -04 x 70 = -16 kgm2
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
113
4213 Beban gempa
Jenis pemamfaatan bangunan = Pabrik (kategori risiko II tabel 27)
Faktor keutamaan gempa Ie = 1 (tabel 28)
Ss = 05g
S1 = 03g
Jenis tanah = Keras (kelas C)
Fa = 12 ( tabel 211 dengan input Ss = 05 )
Fs = 15 ( tabel 212 dengan input S1 = 03 )
SDS = Fa Ss = 12 05 = 040
SD1 = FV S1 = 15 03 = 030
Gambar 412 Respon spectra rencana
Berdasarkan SDS gedung berada di kategori risiko C ( tabel 213 )
Berdasarkan SD1 gedung berada di kategori risiko D ( tabel 214 )
00000
00500
01000
01500
02000
02500
03000
03500
04000
04500
0000 1000 2000 3000 4000 5000
S
T
MEDAN TANAH KERAST S
0000 01600
0075 02800
0113 03400
0150 04000
0750 04000
0750 04000
0830 03614
3070 00977
3310 00906
3550 00845
4030 00744
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
114
Sehingga bangunan akan direncanakan dengan kategori risiko D yaitu sistem
rangka baja pemikul momen khusus Adapun nilai koefisien modifikasi respons
(R) faktor kuat lebih (Ω) dan faktor pembesaran defleksi (cd) adalah
Koefisien modifikasi respons (R) = 8
Faktor kuat lebih (Ω) = 3
Faktor pembesaran defleksi (cd) = 55
1 Gaya gempa statik ekivalen
- Menentukan T
- Ta = Ct -gt Ct = 0724 x = 08 ( tabel 213 )
= 00724 x 37614
= 1318 detik
Tmax = Cu Ta -gt Cu = 14 ( tabel 214 )
= 14 1318
= 1845 detik
Tc = Tx 3438 Ty -3231
Sehingga digunakan T = 1845
- Menentukan nilai C
Cmin = 0044 SDS I gt 001
= 0044 040 1 gt 001
= 00176
Cs = =
= 005
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
115
Cs = =
= 0020
Sehingga digunakan Cs = 0020
- Menentukan berat struktur
Beban mati
Tabel 41 Beban mati struktur (rangka)
Tabel 42 Beban mati struktur (Atap partisi diafragma dll)
Sehingga beban mati total struktur adalah 46021142 kg
Adapun beban hidup total permeter luas adalah 09 x 400 = 360 kgm2
No Jenis Beban Sendiri q kgm L m W Kg
1 H 350 X 350 X 12 X 19 13700 42813 5865313
2 H 300 X 300 X 10 X 15 9400 16583 1558785
3 IWF 300 X 150 X 65 X 9 3670 192448 7062838
4 IWF 350 X 175 X 7 X 11 4960 26850 1331760
5 IWF 250 X 125 X 6 X 9 2960 16455 487059
6 IWF 200 X 200 X 8 X 12 4990 4640 231536
7 IWF 200 X 100 X 55 X 8 2130 135712 2890659
8 CNP 700 85280 596960
9 Sagrod 062 29242 18042
10 Ikatan angin 298 23758 70894
sum 20113845
No Jenis Beban Sendiri q kgm2 A m2 W Kg
1 Floor deck 28800 52636 15159168
2 Chekered plate 45 mm 4777 184206 8798611
3 Clading 446 2200 9812
4 Spandek 498 64700 322206
5 Isolation Rockwool 2500 64700 1617500
sum 25907297
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
116
Tabel 43 Beban hidup struktur
No Beban Hidup q kgm2 A m2 W Kg
1 Floor deck 36000 52636 18948960
2 Chekered plate 45 mm 36000 184206 66314244
sum 85263204
Sehingga berat struktur adalah
WT = WDL + WLL
= 25907297 + 85263204
= 131284346 kg
- Menentukan gaya geser dasar
V = Cs WT
= 0020 131284346
= 2668381 kg
2 Analisis spectrum respons ragam
- Kontrol partisipasi massa ragam
Tabel 44 Waktu getar alami dan partisipasi massa
Case ModePeriod Selisih Waktu
Getar Alami Sum UX Sum UY Sum UZ
sec
Modal 1 3438 870 06918 00161 00022
Modal 2 3139 1911 07121 06293 00025
Modal 3 2539 666 07818 06293 00028
Modal 4 237 1139 0782 06297 00032
Modal 5 21 3948 0782 07018 00037
Modal 6 1271 582 0786 07024 00065
Modal 7 1197 635 09305 07037 00066
Modal 8 1121 660 09308 07038 00084
Modal 9 1047 669 09308 07057 00086
Modal 10 0977 379 09311 07792 00088
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
117
Tabel 44 Waktu getar alami dan partisipasi massa (lanjutan)
Case ModePeriod Selisih Waktu
Getar Alami Sum UX Sum UY Sum UZ
sec
Modal 11 094 1649 09318 08848 00096
Modal 12 0785 382 09332 08849 00099
Modal 13 0755 252 0959 08885 00099
Modal 14 0736 095 09612 09008 00117
Modal 15 0729 727 09627 09114 00125
Modal 16 0676 459 09751 09119 00125
Modal 17 0645 698 09799 09121 00125
Analisa modal pada software etabs 2015 menunjukan bahwa
perbedaan waktu getar sangat sedikit sehingga untuk selanjutnya digunakan
metoda kombinasi kuadrat lengkap (CQC) Pada mode ke 7 partisipasi
massa pada UX sudah mencapai 93 dan pada mode ke 14 partisipasi
massa pada UY sudah mencapai 90 sehingga sudah memenuhi syarat
minimal (90)
- Kontrol base reaction
Tabel 45 Base Reaction
Load CaseCombo
FX FY FZ
KN KN KN
RS U1 Max 2366839 325487 10303
RS U2 Max 290655 2367369 22637
085 VStatik gt VDinamik
085 2668381 gt 2367369
226812 lt 2367369 (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
118
4214 Beban notional
Untuk struktur yang menahan beban gravitasi terutama melalui kolom dinding
atau portal vertikal nominal diijinkan menggunakan beban notional untuk mewakili
efek ketidaksempurnaan awal Beban notional harus digunakan sebagai beban
lateral pada semua levelbeban national di hitung otomatis dari program ETABS
2015 dengan nominal 0002 α Yi untuk mewakili ketidaksempurnaan awal dan
0001 α Yi untuk kekakuan lentur sehingga
Ni = 0003 α Yi
Gambar 413 Beban notional pada etabs 2015
Beban tersebut di distribusikan arah orthogonal baik untuk beban grafitasi beban
hidup maupun beban grafitasi akibat beban mati
422 Kombinasi beban
Struktur akan didisain dengan gempa termasuk gaya seismic vertikal dan
faktor redundansi Gaya seismic vertikal adalah
Ev = 02 SDS DL
= 02 040 DL
= 008 DL
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
119
Faktor redundansi untuk kategori desain seismik DE dan F adalah 13 sehingga
kombinasi pembebanan menjadi
1 14D
2 12D + 16L + 05(Lr atau R)
3 12D + 16(Lr atau R) + (L atau 05W)
4 12D + 10 W + L + 05(Lr atau R)
5 12D + 10 E + L -gt 13D + 13E + L
6 09D + 10 W
7 09D + 10 E -gt 08D + 13E
423 Kontrol Driff
Tabel 46 Simpangan antar lantai akibat gempa X
Elevasi h SUMBU X SUMBU Y ∆IZIN KETERANGAN
m mm δse (mm) δx (mm) ∆x (mm) δse (mm) δy (mm) ∆y (mm) mm
355 4100 80 440 2585 15 825 385 82 OK
314 3000 753 41415 2035 143 7865 33 60 OK
284 3000 716 3938 2695 137 7535 275 60 OK
254 3000 667 36685 363 132 726 33 60 OK
224 3000 601 33055 4345 126 693 44 60 OK
194 3000 522 2871 4565 118 649 495 60 OK
164 2650 439 24145 3905 109 5995 66 53 OK
1375 3050 368 2024 407 97 5335 1155 61 OK
107 4900 294 1617 7535 76 418 253 98 OK
58 5800 157 8635 8635 3 165 165 116 OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
120
Gambar 414 Grafik simpangan antar lantai VS elevasi akibat gempa - X
Tabel 47 Simpangan antar lantai akibat gempa Y
Elevasi h SUMBU X SUMBU Y ∆IZIN KETERANGAN
m mm δse (mm) δx (mm) ∆x (mm) δse (mm) δy (mm) ∆y (mm) mm
355 4100 398 742 35 742 4081 1925 82 OK
314 3000 371 707 27 707 38885 1485 60 OK
284 3000 35 68 3 68 374 165 60 OK
254 3000 324 65 43 65 3575 2365 60 OK
224 3000 288 607 56 607 33385 308 60 OK
194 3000 246 551 68 551 30305 374 60 OK
164 2650 201 483 68 483 26565 374 53 OK
1375 3050 164 415 92 415 22825 506 61 OK
107 4900 127 323 182 323 17765 80 98 OK
58 5800 62 141 141 141 9765 9765 116 OK
0
5
10
15
20
25
30
35
40
0 20 40 60 80 100 120 140
ELEV
ASI
STORY DRIFT
GRAFIK STORY DRIFT vs ELEVASI
DRIFT X
DRIFT Y
DRIFT IZIN
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
121
Gambar 415 Grafik simpangan antar lantai VS elevasi akibat gempa - Y
424 Kontrol Profil
4241 Kolom 350 x 350 x 12 x 19 ( A = 1739 cm2 )
Ix = 40300 cm4 Zx = 24931
Iy = 13600 cm4 Zy = 11749
Sx = 2300 cm3 Lp = 449 m
Sy = 776 cm3 Lr = 1718 m
rx = 152 cm Mp = 5983 KN m
ry = 884 cm Mr = 391 KN m
Panjang tidak terkekang lateral = 58 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
0
5
10
15
20
25
30
35
40
0 20 40 60 80 100 120 140
ELEV
ASI
STORY DRIFT
GRAFIK STORY DRIFT vs ELEVASI
DRIFT X
DRIFT Y
DRIFT IZIN
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
122
a Kapasitas kolom terhadap tekan
λ = lt 471
=
lt 471
= 65611 lt 13797
fe =
=
= 45890 MPa
lt 225
lt 225
0522 lt 225
Sehingga tegangan keritis adalah
fcr = 0658 fy
= 0658 240
= 19698 MPa
ϕPn = 09 fcr A
= 09 19698 17390
= 308307 KN
b Kapasitas kolom terhadap momen sumbu x
L = 58 m
Lp = 449 m
Lr = 1718 m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
123
didapat Lp lt L lt Lr sehingga momen ultimate adalah
Mn = Cb [Mp ndash ( Mp- Mr)
]
= 1 [5983 - (5983 ndash 391)
]
= 57694 KN m
ϕ Mn = 09 57694
= 51924 KN m
c Kapasitas kolom terhadap momen sumbu y
ϕ Mn = 09 Zy fy
= 09 11749 240
= 25377 KN m
Tabel 48 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 350 x 350 x 12 x 19
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
14DL 0 -50108 -439 -693 PuϕPn lt 02 0114
14DL 275 -49599 076 340 PuϕPn lt 02 0092
14DL 55 -49090 565 1356 PuϕPn lt 02 013
12DL + 16LL 0 -234590 -1264 -1380 PuϕPn gt 02 0846
12DL + 16LL 275 -234153 104 786 PuϕPn gt 02 0794
12DL + 16LL 55 -233716 1360 2854 PuϕPn gt 02 0871
12DL + 16LL + 05WL-X 0 -237561 -1198 2174 PuϕPn gt 02 0867
12DL + 16LL + 05WL-X 275 -237124 116 2293 PuϕPn gt 02 083
12DL + 16LL + 05WL-X 55 -236688 1312 2004 PuϕPn gt 02 0865
12DL + 16LL + 05WL-Y 0 -234440 -2572 -1245 PuϕPn gt 02 0889
12DL + 16LL + 05WL-Y 275 -234003 -342 865 PuϕPn gt 02 0803
12DL + 16LL + 05WL-Y 55 -233567 2144 2857 PuϕPn gt 02 0898
12DL + LL + WL-X 0 -168693 -156 6011 PuϕPn gt 02 0668
12DL + LL + WL-X 275 -168257 257 3604 PuϕPn gt 02 0629
12DL + LL + WL-X 55 -167820 583 512 PuϕPn gt 02 0586
12DL + LL + WL-Y 0 -162386 -4668 -795 PuϕPn gt 02 0716
12DL + LL + WL-Y 275 -161949 -1059 776 PuϕPn gt 02 0588
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
124
Tabel 48 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 350 x 350 x 12 x 19 (lanjutan)
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
12DL + LL + WL-Y 55 -161513 3203 2242 PuϕPn gt 02 0686
13DL + LL + ρRS-X Max 0 -161904 5293 4622 PuϕPn gt 02 0802
13DL + LL + ρRS-X Max 275 -161431 1821 3150 PuϕPn gt 02 0653
13DL + LL + ρRS-X Max 55 -160958 5145 3377 PuϕPn gt 02 0772
13DL + LL + ρRS-X Min 0 -171412 -7624 -5979 PuϕPn gt 02 0938
13DL + LL + ρRS-X Min 275 -170939 -1731 -1543 PuϕPn gt 02 0654
13DL + LL + ρRS-X Min 55 -170466 -2792 1061 PuϕPn gt 02 0681
13DL + LL + ρRS-Y Max 0 -157108 2483 11576 PuϕPn gt 02 0806
13DL + LL + ρRS-Y Max 275 -156635 990 6117 PuϕPn gt 02 0659
13DL + LL + ρRS-Y Max 55 -156162 2686 4441 PuϕPn gt 02 0688
13DL + LL + ρRS-Y Min 0 -177929 -3506 -10847 PuϕPn gt 02 0899
13DL + LL + ρRS-Y Min 275 -177456 -609 -3714 PuϕPn gt 02 0673
13DL + LL + ρRS-Y Min 55 -176983 -1052 -492 PuϕPn gt 02 0632
09DL + WL-X 0 -38166 033 6660 PuϕPn lt 02 0193
09DL + WL-X 275 -37839 110 3230 PuϕPn lt 02 013
09DL + WL-X 55 -37511 161 -829 PuϕPn lt 02 0085
09DL + WLY 0 -31859 -4479 -146 PuϕPn lt 02 0233
09DL + WLY 275 -31532 -1205 402 PuϕPn lt 02 0108
09DL + WLY 55 -31204 2781 901 PuϕPn lt 02 0179
08DL + ρRS-X Max 0 -23960 6089 5031 PuϕPn lt 02 0377
08DL + ρRS-X Max 275 -23669 1794 2588 PuϕPn lt 02 016
08DL + ρRS-X Max 55 -23378 4359 1901 PuϕPn lt 02 0248
08DL + ρRS-X Min 0 -33468 -6828 -5570 PuϕPn lt 02 0432
08DL + ρRS-X Min 275 -33177 -1757 -2105 PuϕPn lt 02 0165
08DL + ρRS-X Min 55 -32886 -3578 -415 PuϕPn lt 02 0204
08DL + ρRS-Y Max 0 -18520 2830 11228 PuϕPn lt 02 0359
08DL + ρRS-Y Max 275 -18229 860 5259 PuϕPn lt 02 0166
08DL + ρRS-Y Max 55 -17938 2141 3132 PuϕPn lt 02 0175
08DL + ρRS-Y Min 0 -39341 -3159 -11196 PuϕPn lt 02 0406
08DL + ρRS-Y Min 275 -39050 -739 -4572 PuϕPn lt 02 0182
08DL + ρRS-Y Min 55 -38759 -1596 -1801 PuϕPn lt 02 0162
Stress ratio maximum adalah 0938 lt 1 OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
125
d Kapasitas kolom terhadap geser
Tabel 49 Resume gaya geser Kolom 350 x 350 x 12 x 19
V2 kN V3 kN
Vmax 18049 9887
Vmin -22158 -15602
- Kontrol terhadap geser sumbu x
ϕVn = 09 06 Aw fy
= 09 06 3744 240
= 48522 KN gt 22158 OK
- Kontrol terhadap geser sumbu y
ϕVn = 09 06 Af fy
= 09 06 12844 240
= 16645 KN gt 156 OK
4242 Kolom 300 x 300 x 10 x 15 ( A = 1198 cm2 )
Ix = 20400 cm4 Zx = 14647 cm3
Iy = 6750 cm4 Zy = 6817 cm3
Sx = 1360 cm3 Lp = 381 m
Sy = 450 cm3 Lr = 1376 m
rx = 131 cm Mp = 3515 KN m
ry = 751 cm Mr = 2312 KN m
Panjang tidak terkekang laterar = 3 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
126
a Kapasitas kolom terhadap tekan
λ = lt 471
=
lt 471
= 39947 lt 13797
fe =
=
= 123797 MPa
lt 225
lt 225
01938 lt 225
Sehingga tegangan keritis adalah
fcr = 0658 fy
= 0658 240
= 221295 MPa
ϕPn = 09 fcr A
= 09 221295 11980
= 2386003 KN
b Kapasitas kolom terhadap momen sumbu x
L = 3 m
Lp = 381 m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
127
didapat Lp gt L sehingga momen ultimate adalah
Mn = Mp
= 35152 KN m
ϕ Mn = 09 35152
= 319376 KN m
c Kapasitas kolom terhadap momen sumbu y
ϕ Mn = 09 Zy fy
= 09 6817 240
= 147247 KN m
Tabel 410 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 300 x 300 x 10 x 15
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
14DL 0 -12254 -884 -306 PuϕPn lt 02 0096
14DL 275 -12082 -141 072 PuϕPn lt 02 0038
14DL 55 -11910 605 449 PuϕPn lt 02 0081
12DL + 16LL 0 -53658 -6540 -1683 PuϕPn gt 02 0667
12DL + 16LL 275 -53510 -1187 515 PuϕPn gt 02 0311
12DL + 16LL 55 -53362 4228 2705 PuϕPn gt 02 0555
12DL + 16LL + 05WL-X 0 -53789 -6536 -1139 PuϕPn gt 02 0652
12DL + 16LL + 05WL-X 275 -53641 -1183 464 PuϕPn gt 02 031
12DL + 16LL + 05WL-X 55 -53494 4231 2060 PuϕPn gt 02 0538
12DL + 16LL + 05WL-Y 0 -54867 -7138 -1717 PuϕPn gt 02 071
12DL + 16LL + 05WL-Y 275 -54719 -1176 504 PuϕPn gt 02 0315
12DL + 16LL + 05WL-Y 55 -54572 4762 2715 PuϕPn gt 02 0593
12DL + LL + WL-X 0 -37583 -4262 -046 PuϕPn lt 02 037
12DL + LL + WL-X 275 -37435 -786 246 PuϕPn lt 02 014
12DL + LL + WL-X 55 -37287 2730 534 PuϕPn lt 02 0281
12DL + LL + WL-Y 0 -40160 -5753 -1248 PuϕPn lt 02 0515
12DL + LL + WL-Y 275 -40012 -752 319 PuϕPn lt 02 0145
12DL + LL + WL-Y 55 -39864 4114 1881 PuϕPn lt 02 0423
13DL + LL + ρRS-X Max 0 -34864 -2278 258 PuϕPn lt 02 0236
13DL + LL + ρRS-X Max 275 -34704 -448 634 PuϕPn lt 02 0124
13DL + LL + ρRS-X Max 55 -34544 4920 3224 PuϕPn lt 02 0509
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
128
Tabel 410 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 300 x 300 x 10 x 15
(lanjutan)
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
13DL + LL + ρRS-X Min 0 -42010 -6668 -2496 PuϕPn lt 02 062
13DL + LL + ρRS-X Min 275 -41850 -1139 041 PuϕPn lt 02 0167
13DL + LL + ρRS-X Min 55 -41690 930 353 PuϕPn lt 02 0162
13DL + LL + ρRS-Y Max 0 -36078 -3269 1785 PuϕPn lt 02 0355
13DL + LL + ρRS-Y Max 275 -35917 -644 806 PuϕPn lt 02 0145
13DL + LL + ρRS-Y Max 55 -35757 3829 4637 PuϕPn lt 02 0482
13DL + LL + ρRS-Y Min 0 -40673 -5470 -3709 PuϕPn lt 02 0574
13DL + LL + ρRS-Y Min 275 -40513 -955 -183 PuϕPn lt 02 0156
13DL + LL + ρRS-Y Min 55 -40353 1791 -1478 PuϕPn lt 02 0253
09DL + WL-X 0 -8094 -537 895 PuϕPn lt 02 0082
09DL + WL-X 275 -7983 -084 -055 PuϕPn lt 02 0025
09DL + WL-X 55 -7872 371 -1002 PuϕPn lt 02 0074
09DL + WLY 0 -10671 -2028 -307 PuϕPn lt 02 017
09DL + WLY 275 -10560 -050 019 PuϕPn lt 02 0027
09DL + WLY 55 -10449 1755 346 PuϕPn lt 02 0153
08DL + ρRS-X Max 0 -3468 1674 1216 PuϕPn lt 02 016
08DL + ρRS-X Max 275 -3370 266 336 PuϕPn lt 02 0036
08DL + ρRS-X Max 55 -3271 2356 1674 PuϕPn lt 02 022
08DL + ρRS-X Min 0 -10614 -2716 -1539 PuϕPn lt 02 0256
08DL + ρRS-X Min 275 -10516 -426 -258 PuϕPn lt 02 006
08DL + ρRS-X Min 55 -10417 -1633 -1197 PuϕPn lt 02 0171
08DL + ρRS-Y Max 0 -4709 606 2625 PuϕPn lt 02 0135
08DL + ρRS-Y Max 275 -4610 075 529 PuϕPn lt 02 0032
08DL + ρRS-Y Max 55 -4512 1354 3250 PuϕPn lt 02 0205
08DL + ρRS-Y Min 0 -9304 -1595 -2869 PuϕPn lt 02 0219
08DL + ρRS-Y Min 275 -9206 -236 -459 PuϕPn lt 02 005
08DL + ρRS-Y Min 55 -9107 -684 -2866 PuϕPn lt 02 0157
Stress ratio maximum adalah 0710 lt 1 OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
129
d Kapasitas kolom terhadap geser
Tabel 411 Resume gaya geser Kolom 300 x 300 x 10 x 15
V2 kN V3 kN
Vmax 18748 9962
Vmin -29322 -43951
- Kontrol terhadap geser sumbu x
ϕVn = 09 06 Aw fy
= 09 06 2700 240
= 34992 KN gt 29322 KN (OK)
- Kontrol terhadap geser sumbu y
ϕVn = 09 06 Af fy
= 09 06 8700 240
= 112752 KN gt 43951 KN (OK)
4243 Kolom 200 x 200 x 8 x 12 ( A = 6353 cm2 )
Ix = 4720 cm4 Zx = 5131 cm3
Iy = 1600 cm4 Zy = 2428 cm3
Sx = 472 cm3 Lp = 255 m
Sy = 160 cm3 Lr = 1072 m
rx = 862 cm Mp = 1231 KN m
ry = 502 cm Mr = 802 KN m
Panjang tidak terkekang laterar = 58 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
130
a Kapasitas kolom terhadap tekan
λ = lt 471
=
lt 471
= 115538 lt 13797
fe =
=
= 14799 MPa
lt 225
lt 225
1621 lt 225
Sehingga tegangan keritis adalah
fcr = 0658 fy
= 0658 240
= 121737 MPa
ϕPn = 09 fcr A
= 09 121737 6353
= 696056 KN
b Kapasitas kolom terhadap momen sumbu x
L = 58 m
Lp = 255 m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
131
Lr = 1072 m
didapat Lp lt L lt Lr sehingga momen ultimate adalah
Mn = Cb [Mp ndash ( Mp- Mr)
]
= 1 [123144 - (123144 ndash 8024)
]
= 106077 KN m
ϕ Mn = 09 106077
= 9547 KN m
c Kapasitas kolom terhadap momen sumbu y
ϕ Mn = 09 Zy fy
= 09 2428 240
= 524448 KN m
Tabel 412 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 200 x 200 x 8 x 12
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
14DL 0 -2195 -043 -037 PuϕPn lt 02 0028
14DL 275 -2006 004 001 PuϕPn lt 02 0016
14DL 55 -1818 049 038 PuϕPn lt 02 0027
12DL + 16LL 0 -4566 -141 -070 PuϕPn lt 02 0068
12DL + 16LL 275 -4405 007 018 PuϕPn lt 02 0035
12DL + 16LL 55 -4243 152 107 PuϕPn lt 02 0071
12DL + 16LL + 05WL-X 0 -3107 -138 483 PuϕPn lt 02 0100
12DL + 16LL + 05WL-X 275 -2945 008 053 PuϕPn lt 02 0029
12DL + 16LL + 05WL-X 55 -2784 150 -378 PuϕPn lt 02 0089
12DL + 16LL + 05WL-Y 0 -4677 -384 -090 PuϕPn lt 02 0117
12DL + 16LL + 05WL-Y 275 -4516 -011 019 PuϕPn lt 02 0037
12DL + 16LL + 05WL-Y 55 -4354 364 127 PuϕPn lt 02 0115
12DL + LL + WL-X 0 -622 005 1055 PuϕPn lt 02 0116
12DL + LL + WL-X 275 -461 014 081 PuϕPn lt 02 0015
12DL + LL + WL-X 55 -299 021 -895 PuϕPn lt 02 01
12DL + LL + WL-Y 0 -3816 -763 -100 PuϕPn lt 02 0184
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
132
Tabel 412 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 200 x 200 x 8 x 12
(lanjutan)
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
12DL + LL + WL-Y 275 -3655 -041 014 PuϕPn lt 02 0036
12DL + LL + WL-Y 55 -3493 686 126 PuϕPn lt 02 017
13DL + LL + ρRS-X Max 0 -1973 939 590 PuϕPn lt 02 0255
13DL + LL + ρRS-X Max 275 -1798 079 054 PuϕPn lt 02 0034
13DL + LL + ρRS-X Max 55 -1623 1078 567 PuϕPn lt 02 0277
13DL + LL + ρRS-X Min 0 -5225 -1217 -612 PuϕPn lt 02 0334
13DL + LL + ρRS-X Min 275 -5050 -072 -025 PuϕPn lt 02 0053
13DL + LL + ρRS-X Min 55 -4875 -791 -486 PuϕPn lt 02 0237
13DL + LL + ρRS-Y Max 0 340 425 1491 PuϕPn lt 02 024
13DL + LL + ρRS-Y Max 275 514 043 110 PuϕPn lt 02 0024
13DL + LL + ρRS-Y Max 55 689 462 1152 PuϕPn lt 02 0214
13DL + LL + ρRS-Y Min 0 -6918 -505 -1281 PuϕPn lt 02 0281
13DL + LL + ρRS-Y Min 275 -6743 -023 -068 PuϕPn lt 02 006
13DL + LL + ρRS-Y Min 55 -6569 -343 -1273 PuϕPn lt 02 0246
09DL + WL-X 0 1511 008 1085 PuϕPn lt 02 0126
09DL + WL-X 275 1632 006 070 PuϕPn lt 02 0021
09DL + WL-X 55 1753 004 -947 PuϕPn lt 02 0113
09DL + WLY 0 -1682 -761 -069 PuϕPn lt 02 0165
09DL + WLY 275 -1561 -049 003 PuϕPn lt 02 0021
09DL + WLY 55 -1440 668 075 PuϕPn lt 02 0146
08DL + ρRS-X Max 0 412 1035 596 PuϕPn lt 02 0263
08DL + ρRS-X Max 275 519 077 041 PuϕPn lt 02 0023
08DL + ρRS-X Max 55 627 978 534 PuϕPn lt 02 0247
08DL + ρRS-X Min 0 -2840 -1120 -606 PuϕPn lt 02 0298
08DL + ρRS-X Min 275 -2733 -074 -038 PuϕPn lt 02 0038
08DL + ρRS-X Min 55 -2625 -891 -519 PuϕPn lt 02 0244
08DL + ρRS-Y Max 0 2516 453 1421 PuϕPn lt 02 0254
08DL + ρRS-Y Max 275 2624 036 093 PuϕPn lt 02 0036
08DL + ρRS-Y Max 55 2731 420 1186 PuϕPn lt 02 0224
08DL + ρRS-Y Min 0 -4742 -477 -1350 PuϕPn lt 02 0267
08DL + ρRS-Y Min 275 -4634 -030 -085 PuϕPn lt 02 0048
08DL + ρRS-Y Min 55 -4527 -385 -1239 PuϕPn lt 02 0236
Stress ratio maximum adalah 0334 lt 1 (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
133
e Kapasitas kolom terhadap geser
Tabel 413 Resume gaya geser Kolom 200 x 200 x 8 x 12
V2 kN V3 kN
Vmax 4961 3345
Vmin ‐45461 ‐40182
- Kontrol terhadap geser sumbu x
ϕVn = 09 06 Aw fy
= 09 06 1408 240
= 18247 KN gt 4961 OK
- Kontrol terhadap geser sumbu y
ϕVn = 09 06 Af fy
= 09 06 4512 240
= 584755 KN gt 40182 OK
4244 Balok Komposit 300 x 150 x 65 x 9 ( A = 4678 cm2 )
Ix = 7210 cm4 Zx = 522 cm3
Iy = 508 cm4 Zy = 1042 cm3
Sx = 481 cm3 Lp = 167 m
Sy = 677 cm3 Lr = 497 m
rx = 124 cm Mp = 1253 KN m
ry = 329 cm Mr = 817 KN m
Panjang tidak terkekang laterar = 8 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
134
Tabel 414 Resume Gaya luar envelope balok komposit 300 x 150 x 65 x 9
Load CaseCombo Station P V2 V3 T M2 M3
m kN kN kN kN‐m kN‐m kN‐m
ENVELOPE Max 0175 0030 4867 0030 ‐0009 0012 35372
ENVELOPE Max 0671 0020 5715 0020 ‐0009 0000 32749
ENVELOPE Max 1166 0009 6564 0009 ‐0009 0000 30189
ENVELOPE Max 1662 0000 7412 0000 ‐0009 0000 30289
ENVELOPE Max 2158 0000 8260 0000 ‐0009 0000 29122
ENVELOPE Max 2653 0000 9109 0000 ‐0009 0004 26687
ENVELOPE Max 3149 0000 9957 0000 ‐0009 0018 22986
ENVELOPE Max 3617 0003 17149 0003 0059 0002 15061
ENVELOPE Max 4084 0003 17368 0003 0059 0000 10950
ENVELOPE Max 4552 0002 17587 0002 0059 0000 13087
ENVELOPE Max 5019 0001 17806 0001 0059 0000 15177
ENVELOPE Max 5487 0000 18025 0000 0059 0000 17921
ENVELOPE Max 5955 0000 18244 0000 0059 0000 22012
ENVELOPE Max 6422 0000 18463 0000 0059 0000 26039
ENVELOPE Max 6890 0000 18681 0000 0059 0000 30003
ENVELOPE Max 7357 0000 18900 0000 0059 0001 33905
ENVELOPE Max 7825 0000 19119 0000 0059 0003 37743
ENVELOPE Min 0175 0000 ‐28736 0000 ‐0084 0000 ‐56467
ENVELOPE Min 0671 0000 ‐26180 0000 ‐0084 0000 ‐42857
ENVELOPE Min 1166 0000 ‐23624 0000 ‐0084 ‐0007 ‐30998
ENVELOPE Min 1662 ‐0002 ‐21067 ‐0002 ‐0084 ‐0009 ‐23486
ENVELOPE Min 2158 ‐0013 ‐18511 ‐0013 ‐0084 ‐0005 ‐16393
ENVELOPE Min 2653 ‐0023 ‐15955 ‐0023 ‐0084 0000 ‐9722
ENVELOPE Min 3149 ‐0034 ‐13398 ‐0034 ‐0084 0000 ‐3471
ENVELOPE Min 3617 0000 ‐9354 0000 0007 0000 0930
ENVELOPE Min 4084 0000 ‐9219 0000 0007 0000 1369
ENVELOPE Min 4552 0000 ‐9084 0000 0007 ‐0001 ‐4717
ENVELOPE Min 5019 0000 ‐8950 0000 0007 ‐0001 ‐10866
ENVELOPE Min 5487 0000 ‐8815 0000 0007 ‐0002 ‐17834
ENVELOPE Min 5955 ‐0001 ‐8680 ‐0001 0007 ‐0002 ‐26313
ENVELOPE Min 6422 ‐0002 ‐8546 ‐0002 0007 ‐0001 ‐34895
ENVELOPE Min 6890 ‐0002 ‐8411 ‐0002 0007 0000 ‐43579
ENVELOPE Min 7357 ‐0003 ‐8276 ‐0003 0007 0000 ‐52366
ENVELOPE Min 7825 ‐0004 ‐8142 ‐0004 0007 0000 ‐61255
Didapat M+max 3774 KN m dan M-
max 6125 KN m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
135
a Kontrol momen positif
- menentukan lebar efektif pelat beton ( digunakan Lrelativ )
1 be lt
be lt
be lt 1
2 be lt bo
be lt 1
sehingga digunakan be = 1 meter
akibat adanya lubang pada floor deck maka digunakan bekivalen
bekivalen =
=
= 810 mm
- Menentukan nilai n
Ebeton = 4700 = 4700 radic25 = 23500
Ebaja = 200000
n = = = 851
- Menentukan lebar transformasi penampang beton
=
= 952 cm
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Pelat Beton 11424 6 68544 Floor Deck 1867 945 17646 Profil WF 4678 27 126306
sum 17969 sum 212496
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
136
ẏ = sum
sum =
= 11825 mm
Titik berat berada di pelat beton
a =
=
= 5968 mm
d1 = 05hprofil + tpelat = 150 + 120 = 270 mm
d2 = hprofil ndash ċ = 120 ndash 035 = 11965
ϕMn = 09 As fy ( d1- ӯ )
ϕMn = 09 x [ 4678 x 240 x (270 ndash 2984) +2646 550 (11965 ndash 2984) ]
ϕMn = 24266 + 1176
ϕMn = 25442 KN m gt Mu = 3774 KN m ( OK )
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
137
b Kontrol momen negatif
- Menentukan sumbu netral penampang
Tsr = Asr fyr
= 667 ( 503 ) 400
= 13413334 N
Tfd = As Fu
= 81485 550
= 4481675 N
T = Tsr + Tfd
= 13413334 + 448167
= 58230084 N
Cmax = As fy
= 4678 240
= 1122720 N
Cmax gt T maka titik berat berada pada profil baja
T + Ts = Cmax ndash Ts
2Ts = Cmax ndash T
Ts = 05 (1122720 ndash 58230084)
Ts = 270209 N
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
138
Jika sumbu netral jatuh di sayap maka
b tf fy = Ts
150 tw 240 = 27020958
t =
= 75 mm
- Menghitung garis kerja gaya pusat tekan
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Profil WF 4678 15000 701700 Flens -1125 29625 -333281
sum 3553 sum 36841
ӯ =
= 10369 mm
Momen terhadap garis kerja
Tsr Mn1 = Tsr (d ndash ӯ + ts ndash 24)
= 13413334 ( 300 ndash 10369 + 120 ndash 24 )
= 3920 KN m
Tfr Mn2 = Tfd ( d ndash ӯ + 25 )
= 4481675 ( 300 ndash 10369 + 25)
= 9918 KN m
Ts flens Mn3 = Ts ( d ndash ӯ ndash (752) )
= 270000 ( 300 ndash 10369 ndash 375 )
= 5199 KN m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
139
Mn = Mn1 + Mn2 + Mn3
= 3920 + 9918 + 5199
= 19037 KN m
ϕ Mn = 09 Mn
= 09 19037
= 17133 KN m gt 6125 KN m (OK)
D Dimensi Penghubung Geser (Shear Conector)
Gaya horizontal akibat aksi komposit penuh
Vh = 085 a b = 085 x 5968 x 1000 x 25 = 1268200 N
Digunakan Stud connector ⅝rdquo luas satu buah stud connector adalah
Asc = d2 = 158752 =19801 mm2
Kuat geser satu buah shear connector
Qn = 05 Asc lt Rg Rp Asc fu
Qn = 05 x 19801 x radic25 23500 lt 085 x 075 x 19801 x 550
Qn = 7588676 N lt 69427
Jumlah shear connector yang di butuhkan
N = = = 182 ~ 19 buah untuk setengah bentang
Total kebutuhan shear connector adalah 38 buah untuk semua bentang Jika
dipasang dua buah shear connector pada setiap penampang melintang maka
jarak shear connector adalah
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
140
S = = 421 mm
Smin = 6d = 6 x 15875 = 9525 mm
Smax = 8t = 8 x 120 = 960 mm
Strans = 4d = 4 x 15875 = 635 mm
Sehingga digunakan shear connector 2 x (⅝rdquo x 65 cm) dengan jarak 25 cm
E Kontrol Geser
Menghitung gaya geser ultimate
Vu = 43951 KN
Menghitung gaya geser nominal
ϕVn = 09 (06 fy) h tw
ϕVn = 09 x 06 x 240 x 282 x 65
ϕVn = 23755 KN gt Vu = 43951 (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
141
4245 Balok Komposit 350 x 175 x 7 x 11 ( A = 6314 cm2 )
Ix = 13600 cm4 Zx = 8408 cm3
Iy = 984 cm4 Zy = 1724 cm3
Sx = 775 cm3 Lp = 2 m
Sy = 112 cm3 Lr = 593 m
rx = 147 cm Mp = 2017 KN m
ry = 395 cm Mr = 1317 KN m
Panjang tidak terkekang laterar = 6 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
Tabel 415 Resume Gaya luar envelope balok komposit 350 x 175 x 7 x 11
Load CaseCombo Station P V2 V3 T M2 M3
m kN kN kN kN-m kN-m kN-m
ENVELOPE Max 015 00015 -286870 00000 -00119 00000 -114887
ENVELOPE Max 061 00007 -285538 00000 -00119 00002 17497
ENVELOPE Max 108 00000 -284206 00001 -00119 00003 149271
ENVELOPE Max 154 00000 -282873 00009 -00119 00000 509357
ENVELOPE Max 200 00000 -281541 00017 -00119 00000 1180521
ENVELOPE Max 250 00009 99787 00000 00008 00001 1186148
ENVELOPE Max 300 00000 101228 00000 00008 00003 1190858
ENVELOPE Max 350 00000 102668 00009 00008 00001 1204523
ENVELOPE Max 400 00000 104108 00017 00008 00000 1220570
ENVELOPE Max 446 00009 1540139 00000 01032 00000 560851
ENVELOPE Max 493 00001 1542137 00000 01032 00003 155777
ENVELOPE Max 539 00000 1544136 00007 01032 00002 31225
ENVELOPE Max 585 00000 1546134 00015 01032 00000 -93930
ENVELOPE Min 015 00000 -1602940 -00015 -00945 -00003 -1807980
ENVELOPE Min 061 00000 -1600942 -00007 -00945 00000 -1124508
ENVELOPE Min 108 -00001 -1598944 00000 -00945 00000 -483534
ENVELOPE Min 154 -00009 -1596945 00000 -00945 00000 -72489
ENVELOPE Min 200 -00017 -1594947 00000 -00945 -00006 163564
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
142
Tabel 415 Resume Gaya luar envelope balok komposit 350 x 175 x 7 x 11
(lanjutan)
Load CaseCombo Station P V2 V3 T M2 M3
m kN kN kN kN-m kN-m kN-m
ENVELOPE Min 250 00000 -138749 -00009 -00032 00000 224275
ENVELOPE Min 300 00000 -136409 00000 -00032 00000 283264
ENVELOPE Min 350 -00009 -134068 00000 -00032 00000 259583
ENVELOPE Min 400 -00017 -131728 00000 -00032 -00006 208160
ENVELOPE Min 446 00000 267215 -00009 00146 00000 -14744
ENVELOPE Min 493 00000 268547 -00001 00146 00000 -341901
ENVELOPE Min 539 -00007 269880 00000 00146 00000 -951197
ENVELOPE Min 585 -00015 271212 00000 00146 -00003 -1655771
Didapat M+max 122057 KN m dan M-
max -180798 KN m
a Kontrol momen positif
- menentukan lebar efektif pelat beton
1 be lt
be lt
be lt 075
2 be lt bo
be lt 1
sehingga digunakan be = 075 meter
akibat adanya lubang pada floor deck maka digunakan bekivalen
bekivalen =
= = 614633 mm
- Menentukan nilai n
Ebeton = 4700 = 4700 radic25 = 23500
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
143
Ebaja = 200000
n = = = 851
- Menentukan lebar transformasi penampang beton
=
= 723 cm
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Pelat Beton 864 6 5184 Profil WF 6314 295 186263
sum 16546 sum 253147
ẏ = sum
sum =
= 1592 cm
Titik berat berada di profil baja titik pusat tarik baja profil
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Profil WF 6314 175 11049500 Flens -1925 3445 - 6631625 Web -1974 3249 - 6413526
sum 41916 sum 3776522
ẏ = sum
sum =
= 90097 cm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
144
momen nominal positif
a =
=
= 6311 mm
d1 = h - ӯ + tpelat = 350 - 90 + 120 = 380 mm
d2 = h - ӯ ndash (112) = 350 - 90 - 55 = 2545 mm
d3 = h - ӯ - tf - (2822) = 350 - 90 ndash 11 ndash 141 = 2349 mm
ϕMn = 09 085 a b fcrsquo ( d1- ) + 09 Asf fy (d2) + 09 Asw fy (d3)
ϕMn = 09 x [ 085 x 6311 x 750 x 25 x ( 380 -
) + 11 x 175 x 240 x 2545
+ 282 x 7 x 240 x 2349 ]
ϕMn = 4308 KN m gt Mu = 122057 KN m ( OK )
b Kontrol momen negatif
- Menentukan sumbu netral penampang
Tsr = Asr fyr
= 667 ( 503 ) 400
= 13413334
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
145
Tfd = As Fu
= 595 550
= 327250
T = Tsr + Tfd
= 13413334 + 327250
= 46138334
Cmax = As fy
= 6314 240
= 1515360
Cmax gt T maka titik berat berada pada profil baja
T + Ts = Cmax ndash Ts
2Ts = Cmax ndash T
Ts = 05 (1515360 ndash 46138334)
Ts = 52698833
Jika sumbu netral jatuh di web maka
b tf fy = Ts
h 7 240 = 52698833 ndash (175 11 240)
h =
= 3869 mm
- Menghitung garis kerja gaya pusat tekan
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Profil WF 6314 17500 11049500 Flens -1925 34450 - 6631625 Web -270 31965 - 863068
sum 4119 sum 3554806
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
146
ӯ =
= 8630 mm
Momen terhadap pusat tekan
Tsr Mn1 = Tsr (d ndash ӯ + t ndash 24)
= 13413334 ( 350 ndash 8630 + 120 ndash 24 )
= 48247 KN m
Tfr Mn2 = Tfd ( d ndash ӯ + 25 )
= 327250 ( 350 - 8630 + 25)
= 94477 KN m
Ts flens Mn3 = Tf ( d ndash ӯ ndash (112) )
= 462000 ( 350 ndash 8630 ndash 55 )
= 119288 KN m
Ts web M4 = Tw ( d ndash ӯ ndash 11 ndash (38692) )
= 37464 ( 350 ndash 8630 ndash 11 ndash 1934 )
= 15167 KN m
Mn = Mn1 + Mn2 + Mn3 + Mn4
= 48247 + 94477 + 119288 + 15167
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
147
= 277179 KN m
ϕ Mn = 09 Mn
= 09 277179
= 249461 KN m gt 180798 KN m (OK)
D Dimensi Penghubung Geser (Shear Conector)
Gaya horizontal akibat aksi komposit penuh
Vh = 085 a b = 085 x 6311 x 750 x 25 = 1005816 N
Digunakan Stud connector ⅝rdquo luas satu buah stud connector adalah
Asc = d2 = 158752 =19801 mm2
Kuat geser satu buah shear connector
Qn = 05 Asc lt Rg Rp Asc fu
Qn = 05 x 19801 x radic25 23500 lt 085 x 075 x 19801 x 550
Qn = 7588676 N lt 69427
Jumlah shear connector yang di butuhkan
N = = = 1448 ~ 15 buah untuk setengah bentang
Total kebutuhan shear connector adalah 28 buah untuk semua bentang Jika
dipasang dua buah shear connector pada setiap penampang melintang maka
jarak shear connector adalah
S = = 400 mm
Smin = 6d = 6 x 15875 = 9525 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
148
Smax = 8t = 8 x 120 = 960 mm
Strans = 4d = 4 x 15875 = 635 mm
Sehingga digunakan shear connector 2 x (⅝rdquo x 65 cm) dengan jarak 25
cm
E Kontrol Geser
Menghitung gaya geser ultimate
Vu = 160294
Menghitung gaya geser nominal
ϕVn = 09 (06 fy) h tw
ϕVn = 09 x 06 x 240 x 328 x 7
ϕVn = 29756 KN gt Vu = 160294 KN (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
149
425 Dimensi Sambungan
4251 Sambungan Balok Kolom
1 Sambungan Balok Kolom IWF 350 x 175 x 7 x 11 (ϕMP = 182 KN m)
Gambar 416 Rencana sambungan balok kolom IWF 350 x 175 x 7 x 11
Data geometri sambungan
pfo = 80 pfi = pb = 60 mm
h0 = hpr + pfo = 350 + 80 = 430 mm
h1 = hpr ndash tf ndash pfi = 350 ndash 11 ndash 60 = 279 mm
h2 = hpr ndash tf ndash pfi ndash pb = 350 ndash 11 ndash 60 ndash 60 = 219 mm
g = 95 mm
de = 50 mm
bp = 175 mm
hst = 130 mm -gt Lst = = = 22516 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
150
- Momen rencana sambungan (tebal pelat rencana 24 mm)
Muc = Mp + Vu (Lst + tp)
= 182 + 1603 x ( 22516 + 24 )10-3
= 22194 KN m
- Kontrol tebal end-plate
s =
= radic175 95
= 64468 mm
Yp = lang rang 2 lang rang lang rang
2
1 lang 34rang 2
42
Yp = 279 lang rang 219 lang
rang 430 lang rang
295
279 lang60 3 604
rang 219 64468 604
952
Yp = 113067 + 983126 + 475
Yp = 216129
t =
=
= 2297 lt t (24 mm) (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
151
- Kontrol tebal pelat pengaku
Direncanakan tebal pelat pengaku = 10 mm
tst = 10 mm (hst = 130 mm Lst = 22516 mm)
cek tekuk lokal
lt 056
lt
13 lt 1616 (OK)
- Kontrol Sambungan Baut
Digunakan baut A325 M20 (Ab = 31428 mm2 )
Tegangan nominal tarik baut bergantung pada gaya geser ultimate
fnt = 620 MPa
fnv = 372 MPa
frv =
=
= 51 MPa
fnrsquo = 13 fnt -
frv lt fnt
fnrsquo = 13 x 620 -
x 51 lt 620
fnrsquo = 693 lt 620
sehingga tegangan tarik maximum yang digunakan adalah 620 MPa
momen tahanan sambungan baut adalah
ϕMnp = 2ϕPt sum
= 2ϕPt (h0 + h1 + h2)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
152
= 2 075 31428 620 ( 430 + 279 + 219 )
= 271236 KN m gt Muc = 22194 KN m (OK)
- Kontrol las
Digunakan las dengan tebal las maximum yaitu
tlas 1 = 6 mm untuk las vertical
tlas 2 = 9 mm untuk las horizontal
Menentukan tiitk berat las
Las
(i)
1 2hst tlas 1 = 1560 = 424
2 2b2 tlas 2 = 1377 = 3635
3 2b1 tlas 2 = 1404 = 3435
4 2h1 tlas 1 = 3936 = 184
5 2b1 tlas 2 = 1404 = 245
6 2b2 tlas 2 = 1377 = 45
sum A = 9681
61965
2409072sum AY =
05tlas
tf + 15tlas 34398
hpr ‐ tf + tlas 482274
05hpr + tlas 724224
hpr + 05hst + tlas 661440
hpr + 15tlas 5005395
Luas (Ai) Jarak ke sumbu x (yi) Ai x yi
(mm2) (mm) mm
3
h1 = hpr ndash 2tf
= 350 ndash 211
= 328 mm
b1 = 05 [be - tw - 2tlas)
= 05 [175 ndash 7 ndash 26]
= 78 mm
b2 = 05 [be ndash tst - 2tlas)
= 05 [175 ndash 10 ndash 26]
= 765 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
153
ӯ = sumAy
sumA =
2409072 = 248845 mm
kekuatan las
fEXX = 490 MPa (E60)
ϕRn = 075 te 06 fEXX
= 075 x 0707 x 6 x 06 x 490
= 93536 N
Kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 7 x 06 x 370
= 11655 N
Kekuatan las menentukan kekuatan sambungan las dipengaruhi oleh geser
dan lentur sehingga tegangan geser untuk lentur
frv = = = 1655 MPa
fn =
= 490 1655
= 4897 MPa
Momen lentur nominal las
ϕfu = 075 0707 06 fEXX
= 075 x 0707 x 06 x 4897
= 155804 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
154
momen plastis terhadap garis netral adalah
Mn = 22914 KN m gt Muc = 22194 KN m (OK)
Las Luas (Ai) ϕfu Gaya Las
(i) (mm2) Mpa KN
1 1560 155804 2430542 1377 155804 2145423 1404 155804 2187494 3936 155804 6132455 1404 155804 2187496 1377 155804 214542
397664907552422
229140sum Mn
01150095006502240244
Mn
KN m425722459820706
Lengan kopel
m0175
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
155
2 Sambungan Balok Kolom IWF 300 x 150 x 65 x 9 (ϕMP = 113 KN m)
Gambar 417 Rencana sambungan balok kolom IWF 300 x 150 x 65 x 9
Data geometri sambungan
pfo = 80 pfi = 60 mm
h0 = hpr + pfo = 300 + 80 = 380 mm
h1 = hpr ndash tf ndash pfi = 300 ndash 9 ndash 60 = 231 mm
g = 70 mm
de = 75 mm
bp = 150 mm
hst = 155 mm -gt Lst = = 26846mm
- Momen rencana sambungan (tebal pelat rencana 24 mm)
Muc = Mp + Vu (Lst + tp)
= 113 + 285 x ( 26846 + 14 )10-3
= 12105 KN m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
156
- Kontrol tebal end-plate
s =
= radic150 70
= 51234 mm
Yp = lang rang lang rang
2
1lang rang 0
Yp = 231 lang
rang 380 lang
rang
270
231lang51234 51234rang 380 75 80
Yp = 131069 + 235914
Yp = 366983
t =
=
= 1302 lt t (14 mm) (OK)
- Kontrol tebal pelat pengaku
Direncanakan tebal pelat pengaku = 10 mm
tst = 10 mm (hst = 155 mm Lst = 26846 mm)
cek tekuk lokal
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
157
lt 056
lt
155 lt 1616 (OK)
- Kontrol Sambungan Baut
Digunakan baut A325 M20 (Ab = 31428 mm2 )
Tegangan nominal tarik baut bergantung pada gaya geser ultimate
fnt = 620 MPa
fnv = 372 MPa
frv =
=
= 16 MPa
fnrsquo = 13 fnt -
frv lt fnt
fnrsquo = 13 x 620 -
x 16 lt 620
fnrsquo = 770 lt 620
sehingga tegangan tarik maximum yang digunakan adalah 620 MPa
momen tahanan sambungan baut adalah
ϕMnp = 2ϕPt sum
= 2ϕPt (h0 + h1)
= 2 075 31428 620 ( 380 + 231)
= 17858 KN m gt Muc = 12105 KN m (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
158
- Kontrol las
Digunakan las dengan tebal las maximum yaitu
tlas 1 = 6 mm untuk las vertical
tlas 2 = 7 mm untuk las horizontal
Menentukan tiitk berat las
ӯ = sumAy
sumA =
1999635 = 228190 mm
Las
(i)
1 2hst tlas 1 = 1860 = 3865
2 2b2 tlas 2 = 1152 = 3135
3 2b1 tlas 2 = 11835 = 2955
4 2h1 tlas 1 = 3384 = 159
5 2b1 tlas 2 = 11835 = 225
6 2b2 tlas 2 = 1152 = 45
sum A = 8763
tf + 15tlas 2662875
05tlas 5184
sum AY = 1999635
hpr ‐ tf + tlas 34972425
05hpr + tlas 538056
hpr + 05hst + tlas 718890
hpr + 15tlas 361152
Luas (Ai) Jarak ke sumbu x (yi) Ai x yi
(mm2) (mm) mm
3
h1 = hpr ndash 2tf
= 300 ndash 29
= 282 mm
b1 = 05 [be - tw - 2tlas)
= 05 [150ndash 65 ndash 26]
= 6575 mm
b2 = 05 [be ndash tst - 2tlas)
= 05 [150 ndash 10 ndash 26]
= 64 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
159
kekuatan las
fEXX = 490 MPa
ϕRn = 075 te 06 fEXX
= 075 x 0707 x 6 x 06 x 490
= 935361 N
Kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 65 x 06 x 370
= 108225 N
Kekuatan las menentukan kekuatan sambungan las dipengaruhi oleh geser
dan lentur sehingga tegangan geser untuk lentur
frv = = = 325 MPa
fn =
= 490 325
= 4899 MPa
Momen lentur nominal las
ϕfu = 075 0707 06 fEXX
= 075 x 0707 x 06 x 4899
= 155861 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
160
momen plastis terhadap garis netral adalah
Mn = 188227 KN m gt Muc = 12105 KN m (OK)
Las Luas (Ai) ϕfu Gaya Las
(i) (mm2) Mpa KN
1 1860 155861 2899012 1152 155861 1795523 11835 155861 1844614 3384 155861 5274345 11835 155861 1844616 1152 155861 179552
sum Mn 188227
0069 364930206 379420224 40164
0158 458940085 153170067 12416
Lengan kopel Mn
m KN m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
161
4251 Sambungan Balok Balok
1 Sambungan Balok Balok IWF 300 x 150 x 65 x 9 (ϕVn = 2527 KN m)
Gambar 418 Rencana sambungan balok balok IWF 300 x 150 x 65 x 9
Dicoba 5 buah baut M16 (AB = 20114 mm2) dengan tebal pelat 8 mm
fnv = 372 MPa
Kekuatan geser baut
ϕRn = 075 fn AB
= 075 x 372 x 20114
= 5611 KN
Kekuatan tumpuan baut
ϕRn = 12 lc t fu lt 24 d t fu
ϕRn = 12 x 32 x 8 x 370 lt 24 x 16 x 8 x 37
ϕRn = 113664 lt 113664
Jumlah baut perlu
nBAUT =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
162
=
= 45 ~ 5 baut
Untuk baut diameter 16 jarak ke tepi
Jarak minimum = 22 mm (tabel 227)
Jarak maximum = 12 tmin = 12x 6 = 72 mm
Diambil 34 mm
Untuk baut diameter 16 jarak antar baut
Jarak minimum = 3d = 3 x 16 = 48 mm
Jarak maximum = 14 tmin = 14 x 6 = 84 mm
Diambil 50 mm
Kontrol Pelat
ϕVn = 09 x 06 x Ag x fy
= 09 x 06 x 268 x 8 x 240
= 2778 KN gt 2527 KN
Kontrol Las
kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 65 x 06 x 370
= 1082 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
163
kekuatan las transversal
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490
= 779467 Nmm
kekuatan las longitudinal
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490 x ( 1 + 05sin15 90 )
= 116920 Nmm
Sehingga kekuatan sambungan las adalah
P =sum ϕRn min x L
= 779467 x 268 + 1082 x 1295
= 349 KN gt 2527 KN (OK)
Gambar 419 Detail sambungan balok balok IWF 300 x 150 x 65 x 9
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
164
2 Sambungan Balok Balok IWF 250 x 125 x 6 x 9 (ϕVn = 1944 KN m)
Gambar 420 Rencana sambungan balok balok IWF 250 x 125 x 6 x 9
Dicoba 4 buah baut M16 (AB = 20114 mm2) dengan tebal pelat 8 mm
fnv = 372 MPa
Kekuatan geser baut
ϕRn = 075 fn AB
= 075 x 372 x 20114
= 5611 KN
Kekuatan tumpuan baut
ϕRn = 12 lc t fu lt 24 d t fu
ϕRn = 12 x 32 x 8 x 370 lt 24 x 16 x 8 x 370
ϕRn = 113664 lt 113664
Jumlah baut perlu
nBAUT =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
165
=
= 346 ~ 4 baut
Untuk baut diameter 16 jarak ke tepi
Jarak minimum = 22 mm (tabel 227)
Jarak maximum = 12 tmin = 12x 6 = 72 mm
Diambil 34 mm
Untuk baut diameter 16 jarak antar baut
Jarak minimum = 3d = 3 x 16 = 48 mm
Jarak maximum = 14 tmin = 14 x 6 = 84 mm
Diambil 50 mm
Kontrol Pelat
ϕVn = 09 x 06 x Ag x fy
= 09 x 06 x 218 x 8 x 240
= 22602 KN gt 1944 KN
Kontrol Las
kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 6 x 06 x 370
= 999 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
166
kekuatan las transversal
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490
= 779467 Nmm
kekuatan las longitudinal
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490 x ( 1 + 05sin15 90 )
= 116920 Nmm
Sehingga kekuatan sambungan las adalah
P =sum ϕRn min x L
= 779467 x 268 + 999 x 1295
= 33826 KN gt 1944 KN (OK)
Gambar 421 Detail sambungan balok balok IWF IWF 250 x 125 x 6 x 9
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
167
3 Sambungan Balok Balok IWF 200 x 100 x 55 x 8 (ϕVn = 1422 KN m)
Gambar 422 Rencana sambungan balok balok IWF 200 x 100 x 55 x 8
Dicoba 3 buah baut M16 (AB = 20114 mm2) dengan tebal pelat pengaku 8 mm
fnv = 372 MPa
Kekuatan geser baut
ϕRn = 075 fn AB
= 075 x 372 x 20114
= 5611 KN
Kekuatan tumpuan baut
ϕRn = 12 lc t fu lt 24 d t fu
ϕRn = 12 x 32 x 8 x 370 lt 24 x 16 x 8 x 370
ϕRn = 113664 lt 113664
Jumlah baut perlu
nBAUT =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
168
=
= 253 ~ 3 baut
Untuk baut diameter 16 jarak ke tepi
Jarak minimum = 22 mm (tabel 227)
Jarak maximum = 12 tmin = 12 x 6 = 72 mm
Diambil 34 mm
Untuk baut diameter 16 jarak antar baut
Jarak minimum = 3d = 3 x 16 = 48 mm
Jarak maximum = 14 tmin = 14 x 6 = 84 mm
Diambil 50 mm
Kontrol Pelat
ϕVn = 09 x 06 x Ag x fy
= 09 x 06 x 168 x 8 x 240
= 174 KN gt 1422 KN
Kontrol Las
kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 55 x 06 x 370
= 91575 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
169
kekuatan las
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490
= 779467 Nmm
Sehingga kekuatan sambungan las adalah
P = ϕRn min x L
= 779467 x 268
= 20889 KN gt 158 KN (OK)
Gambar 423 Detail sambungan balok balok IWF 200 x 100 x 55 x 8
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
170
4 Sambungan Balok Balok L 70 x 70 x 7 (ϕVn = 635 KN m)
Gambar 424 Rencana sambungan balok balok L 70 x 70 x 7
Kontrol las dengan tebal 5 mm
kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 6 x 06 x 370
= 999 Nmm
kekuatan las
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490
= 779467 Nmm
Sehingga kekuatan sambungan las adalah
P = ϕRn min x L
= 779467 x 110
= 8574 KN gt 635KN (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
171
BAB V
KESIMPULAN DAN SARAN
51 Kesimpulan
Dari hasil perhitungan dan analisa yangtelah dilakukan maka dapat diambil
kesimpulansebagai berikut
1 Dari hasil analisa perhitungan struktur sekunder didapatkan
Pelat lantai elevasi + 580 menggunakan Bondex LYSAGHT
INDONESIA BMT = 07 mm dengan tebal plat beton 120 mm dan untuk
elevasi lain nya digunakan pelat chekered t = 45 mm dengan siku L 70 x
70 x 7 sebagai pengaku
Balok anak lantai pabrik
1 WF 250 x 125 x 6 x 9 untuk elevasi + 580 m
2 WF 200 x 100 x 55 x 8 untuk elevasi yang lain
Gording dengan profil CNP 150 x 50 x 20 x 32
Sagrod Oslash 10 mm
Ikatan angin Oslash 22 mm
Balok tangga UNP 200 x 80 x 75 x 11
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
172
2 Dari hasil analisa perhitungan struktur primer didapatkan
Kolom 350 x 350 x 12 x 19 untuk elevasi +000 sd +1640 pada portal 7
portal 6 dan portal 5
Kolom 300 x 300 x 10 x 15 untuk portal 12 portal 11 portal 10 portal 8
dan portal 7 portal 6 portal 5 dari elevasi +1640 sd +3550
Kolom 200 x 200 x 8 x 12 untuk kolom pendukung pada portal 8 dan 9
Balok 350 x 175 x 7 x 11 komposit untuk elevasi +580
Balok 350 x 175 x 7 x 11 untuk balok atap
Balok 300 x 150 x 65 x 9 komposit untuk balok induk semua elevasi
sesuai gambar kerja
3 Rekapitulasi gaya pada struktur
Tabel 51 Resume gaya luar dan stress ratio kolom
No Dimensi Profil Pu Mux Muy ϕPn ϕMnx ϕMny Stress
Ratio KN KN m KN m KN KN m KN m
1 350 x 350 x 12 x 19 -171412 -7624 -5979 308307 51924 25377 0938
2 300 x 300 x 10 x 15 -54867 -7138 -1717 238600 31937 14724 0710
3 200 x 200 x 8 x 12 -5225 -1217 -612 69605 9547 5244 0334
Tabel 52 Resume gaya luar dan stress ratio balok komposit
No Dimensi Profil M+
max M-max ϕM+ ϕM-
KN m Stress
Ratio (M+) Stress Ratio
(M+) KN m KN m KN m
1 350 x 175 x 7 x 11 122057 180798 43080 249461 0283 0724
2 300 x 150 x 65 x 9 3774 6125 25442 17133 0148 0357
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
173
52 Saran
Perencanaan struktur harus mempertimbangkan aspek teknis ekonomi dan
estetika Pemodelan yang sederhana dapat mempermudah pekerjaan analisa
struktur dan diharapkan hasil yang mendekati kondisi sesungguhnya Perlu
dilakukan analisa geoteknik untuk menentukan titik jepit sesungguhnya agar
mendapatkan hasil prilaku struktur yang sebenarnya
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
188
DAFTAR PUSTAKA
Anonim1 1983 Peraturan Pembebanan Indonesia untuk Gedung 1983
Yayasan Lembaga Penyelidikan Masalah Bangunan
Anonim2 2002 Tatacara Perencanaan Struktur Beton Untuk Bangunan Gedung
SNI 03-2478-2002 Badan Standardisasi Nasional
Anonim3 2012 Tata Cara Perencanaan Ketahanan Gempa Untuk Struktur
Bangunan Gedung Dan Non Gedung SNI-1726-2012 Badan
Standardisasi Nasional
Anonim4 2015 Spesifikasi untuk bangunan baja gedung baja struktural SNI
1729-2015 Badan Standardisasi Nasional
Asroni A 2010 Balok dan Pelat Beton Bertulang Yogyakarta Graha Ilmu
Dewobroto Wiryanto 2015 Struktur Baja Perilaku Analisis Dan
Disain ndash AISC 2010 Tangerang LUMINA Press
Fakhrur Rozi Muhammad 2014 ldquoPengaruh Panjang Daerah Pemasangan Shear
Connector Pada Balok Komposit Terhadap Kuat Lenturrdquo Jurnal Rekayasa
Teknik Sipil Vol 2 No 2 4
Oentoeng 1999 Konstruksi Baja Yogyakarta ANDI
Salmon CG dkk 1995 Struktur Baja Disain Dan Perilaku Jakarta Erlangga
Schueller Wolfgang 1989 Struktur Bangunan Bertingkat Tinggi
Bandung PT ERESCO
Schodek Daniel L 1991 Struktur Bandung PT ERESCO
Setiawan Agus 2008 Perencanaan Struktur Baja dengan Metode LRFD
Jakarta Erlangga
Smith JC Structural Steel Design LRFD Approach Canada Jhon Wlwy amp
Sons 1991
Park R 1989 Evaluation of Ductility of Structures And Structural Assemblages
From Laboratory TestingBulletin of the New Zealand National Society for
Earthquake Engineering Vol 22 No 3 Sepetember 1989New Zealand
University of Canterbury
McComarc JC Structural Steel Design New York Harper amp Row 1981
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xvi
Murray TM dan SummerEA 2003 ldquoExtended End-Plate Moment Connections
Seismic and Wind Applications 2nd Editionrdquo Steel Design Guide Series -
4 American Institute of Steel Construction Inc
Wijaya PK Panjang efektif Untuk Tekuk Torsi Lateral Pada Balok Baja
Dengan Penampang I Konferensi Nasional Teknik Sipil 7 2013
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
- Cover
- Abstrak
- KATA PENGANTAR
- DAFTAR ISI
- BAB I
- BAB II
- BAB III
- BAB IV
- BAB V
- Daftar Pustaka
-
vii
4211 Beban Grafitasi 111
4212 Beban angin 112
4213 Beban Gempa 113
4214 Beban Notional 118
422 Kombinasi Beban 118
423 Kontrol Drift 119
424 Kontrol Profil 121
4241 Kolom 350 x 350 x 12 x 19 121
4242 Kolom 300 x 300 x 10 x 15 125
4243 Kolom 200 x 200 x 8 x 12 129
4244 Balok Komposit 300 x 150 x 65 x 9 133
4245 Balok Komposit 350 x 175 x 7 x 11 141
425 Dimensi Sambungan 149
4251 Sambungan Balok Kolom 149
4252 Sambungan Balok Balok 161
BAB V KESIMPULAN DAN SARAN 171
51 Kesimpulan 171
52 Saran 173
DAFTAR PUSTAKA 174
LAMPIRAN A
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
viii
DAFTAR TABEL
Tabel 21 Berat jenis bahan bangunan 6
Tabel 22 Beban Mati Tambahan (komponen gedung) 7
Tabel 23 Beban Hidup Pada Lantai Bangunan 9
Tabel 24 Beban Hidup Pada Atap 10
Tabel 25 Koefisien reduksi beban hidup 11
Tabel 26 Koefisien Beban Angin 13
Tabel 27 Kategori risiko bangunan gedung dan non gedung untuk beban
gempa 15
Tabel 28 Faktor keutamaan gempa 17
Tabel 29 Faktor R Cd dan Ω0 untuk sistem penahan gaya gempa 19
Tabel 210 Klasifikasi situs 24
Tabel 211 Koefisien situs Fa 26
Tabel 212 Koefisien situs Fv 27
Tabel 213 Kategori desain seismik berdasarkan parameter respons percepatan pada
perioda pendek 28
Tabel 214 Kategori desain seismik berdasarkan parameter respons percepatan
pada perioda 1 detik 28
Tabel 215 Nilai parameter perioda pendekatan Ct dan x 31
Tabel 216 Koefisien untuk batas perioda struktur 32
Tabel 217 Persyaratan untuk masing-masing tingkat yang menahan lebih dari
35 persen gaya geser dasar 34
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
ix
Tabel 218 Simpangan antar lantai ijin 37
Tabel 219 Tebal Minimum balok non-prategang atau pelat satu arah bila
lendutan tidak dihitung 38
Tabel 220 Rasio Tulangan Minimum Pada Pelat 40
Tabel 221 Nilai kekuatan lentur berdasarkan SNI 1729 2015 42
Tabel 222 Batas Lendutan Maksimum 46
Tabel 223 Nilai untuk Rg dan Rp untuk setiap kasus Kapasitas untuk angkur
steel headed stud 59
Tabel 224 Tebal minimum las sudut 61
Tabel 225 Pratarik baut minimum kN 64
Tabel 226 Kekuatan nominal pengencang dan bagian yang berulir ksi (MPa) 66
Tabel 227 Dimensi Lubang Nominal mm 66
Tabel 228 Jarak tepi minimum dari pusat lubang standar ke tepi dari bagian
yang disambung 67
Tabel 229 Kapasitas sambungan end-pelat menurut AISC 2003 70
Tabel 41 Beban mati struktur (rangka) 115
Tabel 42 Beban mati struktur (Atap partisi diafragma dll) 115
Tabel 43 Beban hidup struktur 116
Tabel 44 Waktu getar alami dan partisipasi massa 116
Tabel 45 Base Reaction 117
Tabel 46 Simpangan antar lantai akibat gempa X 119
Tabel 47 Simpangan antar lantai akibat gempa Y 120
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
x
Tabel 48 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 350 x 350 x 12 x 19 123
Tabel 49 Resume gaya geser Kolom 350 x 350 x 12 x 19 125
Tabel 410 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 300 x 300 x 10 x 15 127
Tabel 411 Resume gaya geser Kolom 300 x 300 x 10 x 15 129
Tabel 412 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 200 x 200 x 8 x 12 131
Tabel 413 Resume gaya geser Kolom 200 x 200 x 8 x 12 133
Tabel 414 Resume Gaya luar envelope balok komposit 300 x 150 x 65 x 9 134
Tabel 415 Resume Gaya luar envelope balok komposit 350 x 175 x 7 x 11 141
Tabel 51 Resume gaya luar dan stress ratio kolom 172
Tabel 52 Resume gaya luar dan stress ratio balok komposit 172
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xi
DAFTAR GAMBAR
Gambar 21 Jalur Cincin Api dan Gunung Berapi Sebagai Pusat Gempa 14
Gambar 22 Peta Gempa Pada SNI 1726 2012 14
Gambar 23 Respon Spektrum Gempa Rencana Wilayah Medan (SNI-03-
1726-2012) 17
Gambar 24 Penentuan simpangan antar lantai 36
Gambar 25 Diagram tegangan momen positif floor deck 39
Gambar 26 Diagram tegangan momen negatif floor deck 41
Gambar 27 Kuat Momen Lentur Nominal Akibat Tekuk Torsi Lateral 45
Gambar 28 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan
ẏ lt (ts - hfd) 50
Gambar 29 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan
ẏ gt (ts - hfd) 50
Gambar 210 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan
ẏ lt (ts + tf) 52
Gambar 211 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan
ẏ gt (ts + tf) 53
Gambar 212 Diagram tegangan balok komposit momen negatif dengan
ts gt ẏ gt (ts + tf) 55
Gambar 213 Diagram tegangan balok komposit momen negatif dengan
ẏ gt (ts + tf) 56
Gambar 214 Tebal efektif las sudut 60
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xii
Gambar 215 Panjang las longitudinal 61
Gambar 216 Momen plastis siklik pada sambungan pemikul momen 63
Gambar 217 Sambungan pemikul momen menurut AISC 2003 67
Gambar 218 Lokasi sendi plastis 68
Gambar 219 Menentukan Muc 68
Gambar 220 Geometri sambungan end-plate 68
Gambar 221 Momen kopel baut tarik terhadap sayap tekan 69
Gambar 222 Sambungan balok anak ke balok induk 72
Gambar 223 Pengaruh Orde ke-2 (AISC 2010) 74
Gambar 31 Diagram Alir Penelitian 79
Gambar 41 Tributari area elevasi +580 m 83
Gambar 42 Distribusi momen untuk pelat satu arah 84
Gambar 43 Diagram tegangan momen kopel (positif) floor deck 84
Gambar 44 Diagram tegangan momen kopel (negatif) floor deck 85
Gambar 45 Tributari area elevasi +1070 m 91
Gambar 46 Distribusi momen untuk pelat satu arah 92
Gambar 47 Rencana atap elevasi +1250 m dan +3550 m 97
Gambar 48 Kecepatan angin 98
Gambar 49 Rencana sagrod 103
Gambar 410 Tributari area ikatan angin 105
Gambar 411 Rencana tangga 108
Gambar 412 Respon spectra rencana 113
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xiii
Gambar 413 Beban notional pada etabs 2015 118
Gambar 414 Grafik simpangan antar lantai VS elevasi akibat gempa ndash X 120
Gambar 415 Grafik simpangan antar lantai VS elevasi akibat gempa ndash Y 121
Gambar 416 Rencana sambungan balok kolom IWF 350 x 175 x 7 x 11 149
Gambar 417 Rencana sambungan balok kolom IWF 300 x 150 x 65 x 9 155
Gambar 418 Rencana sambungan balok balok IWF 300 x 150 x 65 x 9 161
Gambar 419 Detail sambungan balok balok IWF 300 x 150 x 65 x 9 163
Gambar 420 Rencana sambungan balok balok IWF 250 x 125 x 6 x 9 164
Gambar 421 Detail sambungan balok balok IWF IWF 250 x 125 x 6 x 9 166
Gambar 422 Rencana sambungan balok balok IWF 200 x 100 x 55 x 8 167
Gambar 423 Detail sambungan balok balok IWF 200 x 100 x 55 x 8 169
Gambar 424 Rencana sambungan balok balok L 70 x 70 x 7 170
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xiv
DAFTAR NOTASI
A luas penampang beton (mm2)
A B luas penampang baut (mm2)
As luas tulangan tarik (mm2)
Asrsquo luas tulangan tekan (mm2)
Av luas tulangan geser dalam daerah sejarak s (mm2)
Aw luas badan profil
Cb faktor midifikasi tekuk torsi lateral untuk diagram momen tidak merata
Cd faktor amplifikasi defleksi
Cu koefisien batas prioda struktur
Cs koefisien respons seismik
Ct koefisien prioda struktur pendekatan
Cw konstanta warping
Eh gaya gempa horizontal
Ev gaya gempa vertikal
Es modulus elastisitas baja (MPa)
Ec modulus elastisitas beton (MPa)
I momen inersia (mm4)
Ie faktor keutamaan gempa
J konstanta torsi
K koefisien panjang efektif
Lp panjang plastis
Lr panjang batas untuk kondisi inelastis
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xv
Lb panjang profil tak terkekang
Mu momen maksimum pada komponen struktur (Nmm)
Mn momen tahanan nominal profilpenampang
Mux momen lentur terfaktor terhadap sumbu-x
Muy momen lentur terfaktor terhadap sumbu-y
Muc momen rencana sambungan
Mnx kuat nominal lentur penampang terhadap sumbu-x
Mny kuat nominal lentur penampang terhadap sumbu-y
N jumlah tingkat
Ni gaya notional yang bekerja pada level i
Pr gaya tekan hasil kombinasi LRFD
Pe gaya menurut euler
Pn gaya terkoreksi menurut SNI 1729 2015
Ptr Kuat tarik baut
R faktor modifikasi respons
SDS parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang perioda
pendek
S1 parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang sebesar
10 detik
Ta waktu getar struktur pendekatan
Tc waktu getar struktur analisa modal
nV kuat geser nominal (N)
Vu gaya geser hasil kombinasi LRFD
V1 gaya geser dasar nominal sebagai respons dinamik ragam yang
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xvi
pertama saja
Vt gaya geser dasar nominal yang didapat dari hasil analisis ragam
spektrum respons yang telah dilakukan
W berat seismik efektif
Y konstanta tebal end-plate
a tinggi blok tegangan (mm)
b lebar balok (mm)
c jarak serat tekan terluar ke garis netral (mm)
cv koefisien geser
d jarak dari serat tekan terluar ke titik berat tulangan tarik tinggi efektif (mm)
drsquo jarak dari serat tekan terluar ke titik berat tulangan tekan (mm)
g percepatan grafitasi
hfd tinggi floor deck
frsquoc kuat tekan beton (MPa)
ffd tegangan floor deck
fy tegangan leleh baja (MPa)
fnt tegangan tarik baut (MPa)
fnv tegangan geser baut (MPa)
h tinggi balok (mm)
kv koefisien tekuk geser pelat badan
qDL beban akibat berat sendiri (kNm)
qLL beban akibat beban hidup (kNm)
qWL beban akibat tekanan angin (kNm)
r jari jari inersia (mm4)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xvii
Δ defleksi pada elemen global
1 konstanta yang merupakan fungsi dari kelas kuat beton
δ defleksi pada elemen lokal
λ kelangsingan =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
1
BAB I
PENDAHULUAN
11 Latar Belakang
Perkembangan industri pengolahan kelapa sawit yang pesat di
Indonesia khususnya sumatera utara ahkir ahkir ini memicu pertumbuhan dan
pembangunan pabrik refinery (pemurnian) dan Fraksinasi (pemisahan) kelapa
sawit dimana pabrik refinery dan fraksinasi tersebut mendorong para
perencana bangunan untuk membuat bangunan pabrik tingkat tinggi yang
tahan gempa Dimana berdasarkan geografis Indonesia terletak di antara dua
lempeng dunia yang aktif yaitu Eurasia dan Australia Hal ini
mengkibatkan Indonesia merupakan daerah rawan gempa Akhir ndash akhir ini
gempa yang mengguncang pulau sumatera terjadi dalam skala besar tahun
2004 gempa Aceh (26 desember Skala 92) yang disertai Tsunami dan gempa
padang (30 September 2009 Skala 76) yang masih sering terjadi hingga saat
ini sehingga mengakibatkan kerusakan pada bangunan tingkat tinggi yang
cukup parah
Kondisi itu menyadarkan kita bahwa Indonesia merupakan daerah
rawan terjadinya gempa Untuk mengurangi resiko bencana yang terjadi
diperlukan konstruksi bangunan tahan gempa Hal ini pula yang menuntut
seorang perencana agar membuat perencanaan struktur bangunan tingkat tinggi
agar dapat menahan gaya yang diakibatkan oleh gempa bumi tersebut
Struktur yang kuat biasanya memiliki dimensi yang besar tetapi tidak
ekonomis jika diterapkan pada bangunan bertingkat tinggi Perhitungan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
2
dimensi biasanya didasarkan pada kolom atau balok struktur yang menanggung
beban paling besar Untuk mendapatkan dimensi penampang yang optimal
maka besar gaya-gaya yang bekerja pada struktur perlu diketahui analisa balok
maupun kolom
Dengan adanya pengaruh beban-beban yang bekerja maka kapasitas
momen akan dideformasikan merata ke seluruh elemen Apabila struktur lentur
maka pembebanan pada balok perlu diperhitungkan deformasi momennya
Tugas akhir ini merupakan studi untuk merencanakan bangunan tingkat
tinggi dengan struktur baja Dimana bangunan tingkat tinggi tersebut harus
mampu bertahan terhadap gaya gempa dan gaya grafitasi yang terjadi
12 Perumusan Masalah
Dari latar belakang dapat dirumuskan suatu permasalahan sebagai berikut
1 Bagaimana merencanakan dimensi gording terhadap momen akibat gaya
grafitasi dan angin
2 Bagaimana merencanakan tebal floor deck terhadap momen akibat gaya
grafitasi
3 Bagaimana merencanakan dimensi balok anak terhadap momen akibat
gaya grafitasi
4 Bagaimana merencanakan tangga terhadap momen akibat gaya grafitasi
5 Bagaimana merencanakan lantai dengan checkered mild steel
6 Bagaimana merencanakan dimensi kolom dan dimensi balok pada sistem
rangka pemikul momen akibat gaya gravitasi dan gaya gempa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
3
7 Bagaimana pemodelan dan menganalisa struktur dengan menggunakan
program bantu ETABS 2015
13 Tujuan Penelitian
Adapun maksud dan tujuan penulisan tugas akhir ini adalah
1 Merencanakan dimensi gording terhadap momen akibat gaya grafitasi dan
angin
2 Merencanakan tebal floor deck terhadap momen akibat gaya grafitasi
3 Merencanakan dimensi balok anak terhadap momen akibat gaya grafitasi
4 Merencanakan tangga terhadap momen akibat gaya grafitasi
5 Merencanakan lantai dengan checkered mild steel
6 Merencanakan dimensi kolom dan dimensi balok pada sistem rangka
pemikul momen akibat gaya gravitasi dan gaya gempa
7 Memodelan dan menganalisa struktur dengan menggunakan program bantu
ETABS 2015
14 Mamfaat Penelitian
Tugas akhir ini diharapkan dapat menambah ilmu dan pengetahuan tentang
perencanaan struktur baja pada bangunan yang berfungsi sebagai pabrik dengan
SNI-03-1729-2015 dan SNI-03-1726-2012
15 Pembatasan masalah
Dalam penelitian ini permasalahan dibatasi ruang lingkupnya agar tidak
terlalu luas Pembatasan masalah meliputi
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
4
a Gaya yang bekerja pada struktur utama adalah gaya gravitasi dan gempa
b Tekanan angin pada atap dihitung antara kecepatan angin maximum atau
tekanan minimum
c Jumlah Lantai 8 tingkat
d Fungsi bangunan adalah sebagai pabrik
e Mesin mempunyai struktur dan pondasi sendiri
f Gedung terletak di medan dan digunakan respons spectrum kota medan
pada SNI-03-1726-2012 pada jenis tanah keras
g Tidak meninjau struktur bawah
h Mengunakan pedoman perencanaan pembebanan untuk rumah dan gedung
(SKBI-1353-1987) sebagai acuan beban gravitasi dan beban angin
16 Sistematika Penulisan
BAB I Pendahuluan
Bab ini mencakup latar belakang penelitian tujuan penelitian
pembatasan masalah mekanisme percobaan metodologi penelitian
manfaat penelitian dan sistematika penulisan
BAB II Dasar teori
Pada bab ini berisikan tentang dasar-dasar teori yang berkaitan tentang
penelitian
BAB III Metode perencanaan
Pada bab ini berisikan tentang data spesifikasi dan perencanaan mutu
baja yang digunakan mutu beton yang di gunakan spefisikasi teknis
yang di gunakan dan metode perencanaan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
5
BAB IV Hasil dan Pembahasan
Pada bab ini membahas tentang hasil dari perencanaan struktur
sekunde perencanaan sistem rangka utama shear conector sambungan
dan gambar teknik
BAB V Kesimpulan dan Saran
Pada bab ini berisikan kesimpulan dari hasil penelitian yang diperoleh
dan saran-saran mengenai penelitian yang dilakukan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
6
BAB II
DASAR TEORI
21 Dasar Perencanaan
211 Jenis Pembebanan
Perencanakan struktur pada suatu bangunan bertingkat berdasarkan pada
gaya gaya yang akan bekerja pada bangunan tersebut struktur yang didisain harus
mampu mendukung berat bangunan beban hidup akibat fungsi bangunan tekanan
angin maupun beban khusus berupa gempa dll Beban-beban yang bekerja pada
struktur dihitung menurut Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983
2111 Beban Mati (qDL)
Beban mati adalah berat dari semua bagian dari suatu gedung yang bersifat tetap
termasuk segala unsur tambahan penyelesaianndashpenyelesaian mesin mesin serta
peralatan tetap yang merupakan bagian tak terpisahkan dari gedung ituUntuk
merencanakan gedung ini beban mati yang terdiri dari berat sendiri bahan
bangunan dan komponen gedung adalah
Tabel 21 Berat jenis bahan bangunan
No Material Berat Keterangan 1 Baja 7850 kgm3
2 Batu alam 2600 kgm3
3 Batu belah batu bulatbatu gunung 1500 kgm3 berat tumpuk 4 Batu karang 700 kgm3 berat tumpuk
5 Batu pecah 1450 kgm3
6 Besi tuang 7250 kgm3
7 Beton 2200 kgm3
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
7
Tabel 21 Berat jenis bahan bangunan (lanjutan)
No Material Berat Keterangan 8 Beton bertulang 2400 kgm3
9 Kayu 1000 kgm3 kelas I
10 Kerikil koral 1650 kgm3 kering udara sampai
11 Pasangan bata merah 1700 kgm3
12 Pasangan batu belah batu bulat 2200 kgm3
13 Pasangan batu cetak 2200 kgm3
14 Pasangan batu karang 1450 kgm3
15 Pasir 1600 kgm3 kering udara sampai
16 Pasir 1800 kgm3 jenuh air
17 Pasir kerikil koral 1850 kgm3 kering udara sampai
18 Tanah lempung dan lanau 1700 kgm3 kering udara sampai
19 Tanah lempung dan lanau 2000 kgm3 basah
20 Timah hitam timbel) 11400 kgm3
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
Tabel 22 Beban Mati Tambahan (komponen gedung)
No Material Berat Keterangan
1 Adukan per cm tebal
21
kgm2
- dari semen
- dari kapur semen merahtras 17 kgm2
2 Aspal per cm tebal 14 kgm2
3 Dinding pasangan bata merah
450
kgm2
- satu batu
- setengah batu 250 kgm2
4
Dinding pasangan batako - berlubang tebal dinding 20 cm (HB 20) tebal dinding 10 cm (HB 10)
200120
kgm2
kgm2
- tanpa lubang tebal dinding 15 cm tebal dinding 10 cm
300
200
kgm2
kgm2
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
8
Tabel 22 Beban mati tambahan (komponen gedung) (lanjutan)
No Material Berat Keterangan
5
Langit-langit amp dinding terdiri
- semen asbes (eternit) tebal
maks 4 mm
- kaca tebal 3-5 mm
11
10
kgm2
kgm2
termasuk rusuk-rusuk
tanpa pengantung atau
pengaku
6 Lantai kayu sederhana dengan 40 kgm2 tanpa langit-langit bentang
7 Penggantung langit-langit (kayu) 7 kgm2 bentang maks 5 m jarak
8 Penutup atap genteng 50 kgm2 dengan reng dan usuk kaso
9 Penutup atap sirap 40 kgm2 dengan reng dan usuk kaso
10 Penutup atap seng gelombang 10 kgm2 tanpa usuk
11 Penutup lantai ubin cm tebal 24 kgm2 ubin semen portland teraso
12 Semen asbes gelombang (5 mm) 11 kgm2
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
2112 Beban Hidup (qLL)
Beban hidup adalah semua beban yang terjadi akibat penghuni atau pengguna suatu
gedung termasuk beban ndash beban pada lantai yang berasal dari barang ndash barang yang
dapat berpindah mesin ndash mesin serta peralatan yang merupakan bagian yang tidak
terpisahkan dari gedung dan dapat diganti selama masa hidup dari gedung itu
sehingga mengakibatkan perubahan pembebanan lantai dan atap tersebut
Khususnya pada atap beban hidup dapat termasuk beban yang berasal dari air hujan
(PPIUG 1983)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
9
Beban hidup merupakan baban-beban gravitasi yang bekerja pada saat struktur
telah berfungsi namun bervariasi dalam besar dan lokasinya Contohnya adalah
beban orang furnitur perkakas yang dapat bergerak kendaraan dan barang-barang
yang dapat disimpan Secara praktis beban hidup bersifat tidak permanen
sedangkan yang lainnya sering berpindah-pindah tempatnya Karena tidak
diketahui besar lokasi dan kepadatannya besar dan posisi sebenarnya dari beban-
beban semacam itu sulit sekali ditentukan (Salmon dan Johnson 1992)
Beban hidup untuk bangunan terdiri dari beban hidup lantai dan beban hidup atap
yang bervariasi bergantung pada fungsi bangunan tersebut
Tabel 23 Beban Hidup Pada Lantai Bangunan
No Fungsi Beban Hidup
a Lantai dan tangga rumah tinggal kecuali disebut no b 200 kgm2
b Lantai amp tangga rumah tinggal sederhana dan gudang gudang tidak penting yang bukan untuk toko pabrik atau bengkel
125 kgm2
c Lantai sekolah ruang kuliah Kantor Toko toserba Restoran Hotel asrama Rumah Sakit
250 kgm2
d Lantai ruang olahraga 400 kgm2
e Lantai ruang dansa 500 kgm2
f Lantai dan balkon dalam dari ruang pertemuan yang lain dari pada yang disebut dalam a sd e seperti masjid gereja ruang pagelaranrapat bioskop dengan tempat duduk tetap
400 kgm2
g Lantai panggung dengan tempat duduk tidak tetap atau untuk penonton yang berdiri
500 kgm2
h Lantai Tangga bordes tangga dan gang dari yang disebut dalam c
300 kgm2
i Lantai Tangga bordes tangga dan gang dari yang disebut dalam d e f dan g
500 kgm2
j Lantai ruang pelengkap dari yang disebut dalam c d e f dan g
250 kgm2
k
Lantai Pabrik bengkel gudang Perpustakaan ruang arsiptoko buku toko besi ruang alat alat dan ruang mesin harus direncanakan terhadap beban hidup ditentukan tersendiri dengan minimum
400 kgm2
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
10
Tabel 23 Beban Hidup Pada Lantai Bangunan (lanjutan)
No Fungsi Beban Hidup
l Lantai gedung parkir bertingkat - Lantai bawah - Lantai tingkat lainnya
800 kgm2
400 kgm2
m Lantai balkon-balkon yang menjorok bebas keluar harus direncanakan terhadap beban hidupdari lantai ruang berbatasan dengan minimum
300 kgm2
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
Tabel 24 Beban Hidup Pada Atap
No Fungsi Beban Hidup
a Atap bagiannya dapat dicapai orang termasuk kanopi dan atap dak
100 kgm2
b Atap bagiannya tidak dapat dicapai orang (diambil min) - beban hujan - beban terpusat
20 kgm2 100 kg
c Balokgording tepi kantilever 200 kgm2
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
Berhubung peluang untuk terjadi beban hidup penuh yang membebani semua
bagian dan semua unsur struktur pemikul secara serempak selama unsur gedung
tersebut adalah sangat kecil maka pada perencanaan balok induk dan portal dari
system pemikul beban dari suatu struktur gedung beban hidupnya dikalikan
dengan suatu koefisien reduksi yang nilainya tergantung pada penggunaan
gedung yang ditinjau dan yang dicantumkan pada tabel 25
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
11
Tabel 25 Koefisien reduksi beban hidup
Penggunaan gedung
Koefisien Reduksi Beban HidupPerencanaan balok
induk dan portal Peninjauan
gempa
PERUMAHANPENGHUNIAN
Rumah tinggal asrama hotel rumah sakit
075 030
PENDIDIKAN Sekolah Ruang kuliah
090
050
PERTEMUAN UMUM Mesjid gereja bioskop restoran ruang dansa ruang pagelaran
090 050
KANTOR Kantor Bank 060 030
PERDAGANGAN
Toko toserba pasar 080 080
PENYIMPANAN
Gudang perpustakaan ruang arsip 080 080
INDUSTRI Pabrik bengkel 100 090
TEMPAT KENDARAAN
Garasi gedung parkir 090 050
GANG amp TANGGA - Perumahanpenghunian - Pendidikan kantor - Pertemuan umum perdagangan - Penyimpanan industri tempat
kendaraan
075 075 090
030 050 050
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
12
2113 Beban Angin (qWL)
Besarnya beban angin yang bekerja pada struktur bangunan tergantung dari
kecepatan angin rapat massa udara letak geografis bentuk dan ketinggian
bangunan serta kekakuan struktur Bangunan yang berada pada lintasan angin
akan menyebabkan angin berbelok atau dapat berhenti Sebagai akibatnya energi
kinetik dari angin akan berubah menjadi energi potensial yang berupa tekanan atau
hisapan pada bangunan Beban Angin adalah semua beban yang bekerja pada
gedung atau bagian gedung
Beban Angin ditentukan dengan menganggap adanya tekanan positif dan tekanan
negatif (hisapan) yang bekerja tegak lurus pada bidang yang ditinjau Besarnya
tekanan positif dan negatif yang dinyatakan dalam kgm2 ini ditentukan dengan
mengalikan tekanan tiup dengan koefisien ndash koefisien angin Tekan tiup harus
diambil minimum 25 kgm2 kecuali untuk daerah di laut dan di tepi laut sampai
sejauh 5 km dari tepi pantai Pada daerah tersebut tekanan hisap diambil minimum
40 kg m2 (dimana V adalah kecepatan angin dalam mdet yang harus ditentukan
oleh instansi yang berwenang Sedangkan koefisien angin ( + berarti tekanan dan ndash
berarti isapan ) beban tekanan angin disederhanakan dalam bentuk koefisen angin
yang di rangkum dalam tabel 26
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
13
Tabel 26 Koefisien Beban Angin
No Jenis Gedung Struktur Posisi Tinjauan Koefisien 1 Gedung tertutup
a Dinding vertikal b Atap segitiga
c Atap segitiga majemuk
- di pihak angin - di belakang angin - sejajar arah angin
- di pihak angin (α lt 65o)
- di pihak angin (65o lt α lt90o) - di belakang angin (semua sudut)
- bidang atap di pihak angin (α lt 65o ) - bidang atap di pihak angin
(65oltαlt90o) - bidang atap di belakang angin (semua sudut)
- bidang atap vertikal di belakang angin (semua sudut)
+ 09 - 04 - 04
( 002α - 04)
+ 09 - 04
( 002α - 04)
+ 09
- 04
+ 04
2 Gedung terbuka sebelah Sama dengan No1 dengan tambahan
- bid dinding dalam di pihak angin
- bid dinding dalam di belakang angin
+ 06
- 03
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
2114Beban Gempa
Perhitungan beban gempa dilakukan dengan standart Tata Cara Perencanaan
ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 1726 2012 Pada
peraturan tersebut menggunakan percepatan permukaan tanah (PGA) sebagai acuan
dasar standart Percepatan permukaan tanah adalah percepatan tanah yang sampai
ke lokasi bangunan tersebut akibat adanya gempa dari pusat gempa Variasi
percepatan permukaan tanah bervariasi tergantung jarak dari pusat gempa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
14
Sumber httpekspedisikompascomcincinapiindexphpinfografis39
Gambar 21 Jalur Cincin Api dan Gunung Berapi Sebagai Pusat Gempa
Gambar 22 Peta Gempa Pada SNI 1726 2012
Beban Gempa rencana pada SNI 1726 2012 ditetapkan sebagai gempa dengan
kemungkinan terlewati besaran nya selama umur struktur bangunan 50 tahun
sebesar 2 Untuk berbagai kategori risiko struktur bangunan gedung dan non
gedung sesuai Tabel 1 pengaruh gempa rencana terhadapnya harus dikalikan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
15
dengan suatu faktor keutamaan Ie menurut Tabel 2 Khusus untuk struktur
bangunan dengan kategori risiko IV bila dibutuhkan pintu masuk untuk
operasional dari struktur bangunan yang bersebelahan maka struktur bangunan
yang bersebelahan tersebut harus didesain sesuai dengan kategori risiko IV
Tabel 27 Kategori risiko bangunan gedung dan non gedung untuk beban
gempa
Jenis pemanfaatan Kategori risiko
Gedung dan non gedung yang memiliki risiko rendah terhadap jiwa manusia pada saat terjadi kegagalan termasuk tapi tidak dibatasi untuk antara lain
- Fasilitas pertanian perkebunan perternakan dan perikanan - Fasilitas sementara - Gudang penyimpanan - Rumah jaga dan struktur kecil lainnya
I
Semua gedung dan struktur lain kecuali yang termasuk dalam kategori risiko IIIIIV termasuk tapi tidak dibatasi untuk
- Perumahan - Rumah toko dan rumah kantor - Pasar - Gedung perkantoran - Gedung apartemen rumah susun - Pusat perbelanjaan mall - Bangunan industri - Fasilitas manufaktur - Pabrik
II
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
16
Tabel 27 Kategori risiko bangunan gedung dan non gedung untuk beban
gempa (lanjutan)
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
Jenis pemanfaatan Kategori risiko
Gedung dan non gedung yang memiliki risiko tinggi terhadap jiwa manusia pada saat terjadi kegagalan termasuk tapi tidak dibatasi untuk
- Bioskop - Gedung pertemuan - Stadion - Fasilitas kesehatan yang tidak memiliki unit bedah dan unit gawat darurat - Fasilitas penitipan anak - Penjara - Bangunan untuk orang jompo
Gedung dan non gedung tidak termasuk kedalam kategori risiko IV yang memiliki potensi untuk menyebabkan dampak ekonomi yang besar danatau gangguan massal terhadap kehidupan masyarakat sehari-hari bila terjadi kegagalan termasuk tapi tidak dibatasi untuk
- Pusat pembangkit listrik biasa - Fasilitas penanganan air - Fasilitas penanganan limbah - Pusat telekomunikasi
Gedung dan non gedung yang tidak termasuk dalam kategori risiko IV (termasuk tetapi tidak dibatasi untuk fasilitas manufaktur proses penanganan penyimpanan penggunaan atau tempat pembuangan bahan bakar berbahaya bahan kimia berbahaya limbah berbahaya atau bahan yang mudah meledak) yang mengandung bahan beracun atau peledak di mana jumlah kandungan bahannya melebihi nilai batas yang disyaratkan oleh instansi yang berwenang dan cukup menimbulkan bahaya bagi masyarakat jika terjadi kebocoran
III
Gedung dan non gedung yang ditunjukkan sebagai fasilitas yang penting termasuk tetapi tidak dibatasi untuk
- Bangunan-bangunan monumental - Gedung sekolah dan fasilitas pendidikan - Rumah sakit dan fasilitas kesehatan lainnya yang memiliki fasilitas bedah
dan unit gawat darurat - Fasilitas pemadam kebakaran ambulans dan kantor polisi serta garasi
kendaraan darurat - Tempat perlindungan terhadap gempa bumi angin badai dan tempat
perlindungan darurat lainnya - Fasilitas kesiapan darurat komunikasi pusat operasi dan fasilitas lainnya
untuk tanggap darurat - Pusat pembangkit energi dan fasilitas publik lainnya yang dibutuhkan pada
saat keadaan darurat - Struktur tambahan (termasuk menara telekomunikasi tangki penyimpanan
bahan bakar menara pendingin struktur stasiun listrik tangki air pemadam kebakaran atau struktur rumah atau struktur pendukung air atau material atau peralatan pemadam kebakaran ) yang disyaratkan untuk beroperasi pada saat keadaan darurat
Gedung dan non gedung yang dibutuhkan untuk mempertahankan fungsi struktur bangunan lain yang masuk ke dalam kategori risiko IV
IV
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
17
Tabel 28 Faktor keutamaan gempa
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
lokasi proyek berada pada daerah wilayah medan (045g = 441 ms2) sehingga
di digunakan spectrum rencana sebagai berikut
Sumber httppuskimpugoidAplikasidesain_spektra_indonesia_2011
Gambar 23 Respon Spektrum Gempa Rencana Wilayah Medan
(SNI-03-1726-2012)
Kategori risiko Faktor keutamaan gempa Ie
I atau II 10III 125IV 150
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
18
Sistem penahan gaya gempa lateral dan vertikal dasar harus memenuhi salah
satu tipe yang ditunjukkan dalam Tabel 9 atau kombinasi sistem seperti dalam
722 723 dan 724 Pembagian setiap tipe berdasarkan pada elemen vertikal
yang digunakan untuk menahan gaya gempa lateral Sistem struktur yang
digunakan harus sesuai dengan batasan system struktur dan batasan ketinggian
struktur yang ditunjukkan dalam Tabel 9 Koefisien modifikasi respons yang
sesuai R faktor kuat lebih sistem 0 Ω dan koefisien amplifikasi defleksi d C
sebagaimana ditunjukkan dalam Tabel9 harus digunakan dalam penentuan
geser dasar gaya desain elemen dan simpangan antarlantai tingkatdesain
Setiap sistem penahan gaya gempa yang dipilih harus dirancang dan didetailkan
sesuai dengan persyaratan khusus bagi sistem tersebut yang ditetapkan dalam
dokumen acuan yang berlaku seperti terdaftar dalam Tabel 9 dan persyaratan
tambahan yang ditetapkan dalam 714 Sistem penahan gaya gempa yang tidak
termuat dalam Tabel 9 diijinkan apabila data analitis dan data uji diserahkan
kepada pihak yang berwenang memberikan persetujuan yang membentuk
karakteristik dinamis dan menunjukkan tahanan gaya lateral dan kapasitas
disipasi energi agar ekivalen dengan sistem struktur yang terdaftar dalam Tabel
9 untuk nilainilai ekivalen dari koefisien modifikasi respons R koefisien kuat-
lebih sistem Ω0 dan factor amplifikasi defleksi Cd (SNI 17262012)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
19
Tabel 29 Faktor R Cd dan Ω0 untuk sistem penahan gaya gempa
Sistem penahan-gaya seismik
Koefisien modifika
si respons
Ra
Faktor kuat- lebih sistem
Ω0g
Faktor
pembesaran defleksi
Cdb
Batasan sistem struktur dan batasan
tinggi struktur h (m) c
Kategori desain seismik
B C D
d E d
F e
A Sistem dinding penumpu 711 712 713 714 715 716 717 718
1 Dinding geser beton bertulang khusus 5 2frac12 5 TB TB 48 48 30
2 Dinding geser beton bertulang biasa 4 2frac12 4 TB TB TI TI TI
3 Dinding geser beton polos didetail 2 2frac12 2 TB TI TI TI TI
4 Dinding geser beton polos biasa 1frac12 2frac12 1frac12 TB TI TI TI TI
5 Dinding geser pracetak menengah 4 2frac12 4 TB TB 12k 12k 12k
6 Dinding geser pracetak biasa 3 2frac12 3 TB TI TI TI TI
7 Dinding geser batu bata bertulang khusus 5 2frac12 3frac12 TB TB 48 48 30
8 Dinding geser batu bata bertulang h
3frac12 2frac12 2frac14 TB TB TI TI TI
9 Dinding geser batu bata bertulang biasa 2 2frac12 1frac34 TB 48 TI TI TI
10Dinding geser batu bata polos didetail 2 2frac12 1frac34 TB TI TI TI TI
11Dinding geser batu bata polos biasa 1frac12 2frac12 1frac14 TB TI TI TI TI
12Dinding geser batu bata prategang 1frac12 2frac12 1frac34 TB TI TI TI TI
13Dinding geser batu bata ringan (AAC) bertulang biasa
2 2frac12 2 TB 10 TI TI TI
14Dinding geser batu bata ringan (AAC) polos biasa
1frac12 2frac12 1frac12 TB TI TI TI TI
15Dinding rangka ringan (kayu) dilapisidengan panel struktur kayu yang ditujukanuntuk tahanan geser atau dengan lembaran baja
6frac12 3 4 TB TB 20 20 20
16Dinding rangka ringan (baja canai dingin)yang dilapisi dengan panel struktur kayuyang ditujukan untuk tahanan geser ataudengan lembaran baja
6frac12 3 4 TB TB 20 20 20
17 Dinding rangka ringan dengan panel geser dari semua material lainnya
2 2frac12 2 TB TB 10 TI TI
18Sistem dinding rangka ringan (baja canai dingin) menggunakan bresing strip datar
4 2 3frac12 TB TB 20 20 20
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
20
Tabel 29 Faktor R Cd dan Ω0 untuk sistem penahan gaya gempa (lanjutan)
Sistem penahan-gaya seismik
Koefisien modifikasi respons
Ra
Faktor kuat- lebih sistem
Ω0g
Faktor
pembesarandefleksi
Cdb
Batasan sistem struktur dan batasan
tinggi struktur h (m) c
Kategori desain seismik
B C D d E
d F
e
B Sistem rangka bangunan
1 Rangka baja dengan bresing eksentris 8 2 4 TB TB 48 48 30
2 Rangka baja dengan bresing konsentris 6 2 5 TB TB 48 48 30 3 Rangka baja dengan bresing konsentris biasa 3frac14 2 3frac14 TB TB 10j 10j TIj
4 Dinding geser beton bertulang khusus 6 2frac12 5 TB TB 48 48 30
5 Dinding geser beton bertulang biasa 5 2frac12 4 TB TB TI TI TI 6 Dinding geser beton polos detail 2 2frac12 2 TB TI TI TI TI
7 Dinding geser beton polos biasa 1frac12 2frac12 1 TB T TI TI TI
8 Dinding geser pracetak menengah 5 2frac12 4 TB TB 12k 12k 12k
9 Dinding geser pracetak biasa 4 2frac12 4 TB TI TI TI TI 10Rangka baja dan beton komposit
dengan bresing eksentris 8 2 4 TB TB 48 48 30
11Rangka baja dan beton komposit dengan bresing konsentris khusus
5 2 4frac12
TB TB 48 48 30
12Rangka baja dan beton komposit dengan bresing biasa
3 2 3 TB TB TI TI TI
13Dinding geser pelat baja dan beton komposit 6frac12 2frac12 5 TB TB 48 48 30
14Dinding geser baja dan beton komposit 6 2frac12 5 TB TB 48 48 30
15Dinding geser baja dan beton komposit biasa 5 2frac12 4 TB TB TI TI TI
16Dinding geser batu bata bertulang khusus 5frac12 2frac12 4 TB TB 48 48 30
17Dinding geser batu bata bertulang menengah 4 2frac12 4 TB TB TI TI TI
18Dinding geser batu bata bertulang biasa 2 2frac12 2 TB 48 TI TI TI
19Dinding geser batu bata polos didetail 2 2frac12 2 TB TI TI TI TI
20Dinding geser batu bata polos biasa 1frac12 2frac12 1 TB T TI TI TI
21Dinding geser batu bata prategang 1frac12 2frac12 1 TB T TI TI TI
22Dinding rangka ringan (kayu) yang dilapisi dengan panel struktur kayu yangdimaksudkan untuk tahanan geser
7 2frac12 4frac12 TB TB 22 22 22
23Dinding rangka ringan (baja canai dingin)yang dilapisi dengan panel struktur kayuyang dimaksudkan untuk tahanan geser atau dengan lembaran baja
7 2frac12 4frac12 TB TB 22 22 22
24Dinding rangka ringan dengan panel geser dari semua material lainnya
2frac12 2frac12 2frac12 TB TB 10 TB TB
25Rangka baja dengan bresing terkekang terhadap tekuk
8 2frac12 5 TB TB 48 48 30
26Dinding geser pelat baja khusus 7 2 6 TB TB 4 48 30
C Sistem rangka pemikul momen
1 Rangka baja pemikul momen khusus 8 3 5frac12 TB TB T TB TB
2 Rangka batang baja pemikul momen khusus 7 3 5frac12 TB TB 48 30 TI
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
21
Tabel 29 Faktor R Cd dan Ω0 untuk sistem penahan gaya gempa (lanjutan)
Sistem penahan-gaya seismik
Koefisien
modifikasi respons
Ra
Faktor kuat- lebih sistem
Ω0g
Faktor
pembesaran defleksi
Cdb
Batasan sistem struktur dan batasan
tinggi struktur h (m) c
Kategori desain seismik
B C Dd E
d F
e
3 Rangka baja pemikul momen menengah 4frac12 3 4 TB 1TB 10hi TIh TIi
4 Rangka baja pemikul momen biasa 3frac12 3 3 TB TB TIh TIh TIi
5 Rangka beton bertulang pemikul momen khusus
8 3 5frac12 TB TB TB TB TB
6 Rangka beton bertulang pemikul momen menengah
5 3 4frac12 TB TB TI TI TI
7 Rangka beton bertulang pemikul momen 3 3 2frac12 TB TI TI TI TI
8 Rangka baja dan beton komposit pemikul momen khusus
8 3 5frac12 TB TB TB TB TB
9 Rangka baja dan beton komposit pemikul momen menengah
5 3 4frac12 TB TB TI TI TI
10Rangka baja dan beton komposit terkekang parsial pemikul momen
6 3 5frac12 48 48 30 TI TI
11Rangka baja dan beton komposit pemikul momen biasa
3 3 2frac12 TB TI TI TI TI
12 Rangka baja canai dingin pemikul momen khusus dengan pembautan
3frac12 3o 3frac12 10 10 10 10 10
D Sistem ganda dengan rangka pemikul momen khusus yang mampu menahan paling sedikit 25 persen gaya gempayang ditetapkan
1 Rangka baja dengan bresing eksentris 8 2frac12 4 TB TB TB TB TB
2 Rangka baja dengan bresing konsentris khusus
7 2frac12 5frac12 TB TB TB TB TB
3 Dinding geser beton bertulang khusus 7 2frac12 5frac12 TB TB TB TB TB
4 Dinding geser beton bertulang biasa 6 2frac12 5 TB TB TI TI TI
5 Rangka baja dan beton komposit dengan bresing eksentris
8 2frac12 4 TB TB TB TB TB
6 Rangka baja dan beton komposit dengan bresing konsentris khusus
6 2frac12 5 TB TB TB TB TB
7 Dinding geser pelat baja dan beton 7frac12 2frac12 6 TB TB TB TB TB
8 Dinding geser baja dan beton komposit 7 2frac12 6 TB TB TB TB TB
9 Dinding geser baja dan beton komposit 6 2frac12 5 TB TB TI TI TI 10Dinding geser batu bata bertulang khusus 5frac12 3 5 TB TB TB TB TB
11Dinding geser batu bata bertulang 4 3 3frac12 TB TB TI TI TI
12Rangka baja dengan bresing terkekang terhadap tekuk
8 2frac12 5 TB TB TB TB TB
13Dinding geser pelat baja khusus 8 2frac12 6frac12 TB TB TB TB TB
E Sistem ganda dengan rangka pemikul momen menengah mampu menahan paling sedikit 25 persen gayagempayang ditetapkan
1 Rangka baja dengan bresing
konsentris khususf
6 2frac12 5 TB TB 10 TI TIhk
2 Dinding geser beton bertulang khusus 6frac12 2frac12 5 TB TB 48 30 30
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
22
Tabel 29 Faktor R Cd dan Ω0 untuk sistem penahan gaya gempa (lanjutan)
Sistem penahan-gaya seismik
Koefisien
modifikasi respons
Ra
Faktor kuat- lebih sistem
Ω0g 0
Faktor
pembesaran defleksi
Cdb
Batasan sistem struktur dan batasan
tinggi struktur h (m) c
Kategori desain seismik
B C Dd E d F e
3 Dinding geser batu bata bertulang biasa 3 3 2frac12 TB 48 TI T TI 4 Dinding geser batu bata bertulang 3frac12 3 3 TB TB TI TI TI
5 Rangka baja dan beton komposit dengan bresing konsentris khusus
5frac12 2frac12 4frac12 TB TB 48 30 TI
6 Rangka baja dan beton komposit dengan bresing biasa
3frac12 2frac12 3 TB TB TI TI TI
7 Dinding geser baja dan betonkomposit 5 3 4frac12 TB TB TI TI TI
8 Dinding geser beton bertulang biasa 5frac12 2frac12 4frac12 TB TB TI TI TI
F Sistem interaktif dinding geser-rangka dengan rangka pemikul momen beton bertulang biasa dan dinding geser beton bertulang biasa
4frac12 2frac12 4 TB TI TI TI TI
G Sistem kolom kantilever didetail untuk memenuhi persyaratan
1 Sistem kolom baja dengan kantilever khusus
2frac12 1frac14 2frac12 10 10 10 10 10
2 Sistem kolom baja dengan kantilever biasa 1frac14 1frac14 1frac14 10 10 TI TIhi TIh
i3 Rangka beton bertulang pemikul momen
khusus 2frac12 1frac14 2frac12 10 10 10 10 10
4 Rangka beton bertulang pemikul momen menengah
1frac12 1frac14 1frac12 10 10 TI TI TI
5 Rangka beton bertulang pemikul momen biasa
1 1frac14 1 10 TI TI TI TI
6 Rangka kayu 1frac12 1frac12 1frac12 10 10 10 TI TI
H Sistem baja tidak didetail secara khusus untuk ketahanan seismik tidak termasuk sistem kolom kantilever
3 3 3 TB TB TI TI TI
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
Bekerjanya beban untuk bangunan bertingkat berlaku sistem gravitasi yaitu
elemen struktur yang berada di atas akan membebani elemen struktur di
bawahnya atau dengan kata lain elemen struktur yang mempunyai kekuatan
lebih besar akan menahan atau memikul elemen struktur yang mempunyai
kekuatan lebih kecil
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
23
Dengan demikian sistem bekerjanya beban untuk elemen ndash elemen struktur
gedung bertingkat secara umum dapat dinyatakan sebagai berikut beban pelat
lantai didistribusikan terhadap balok anak dan balok portal beban balok portal
didistribusikan ke kolom dan beban kolom kemudian diteruskan ke tanah dasar
melalui pondasi
Dalam perumusan kriteria desain seismik suatu bangunan di permukaan tanah
atau penentuan amplifikasi besaran percepatan gempa puncak dari batuan dasar
ke permukaan tanah untuk suatu situs maka situs tersebut harus diklasifikasikan
terlebih dahulu Profil tanah di situs harus diklasifikasikan sesuai dengan Tabel
210 berdasarkan profil tanah lapisan 30 m paling atas Penetapan kelas situs
harus melalui penyelidikan tanah di lapangan dan dilaboratorium yang
dilakukan oleh otoritas yang berwewenang atau ahli desain geoteknik
bersertifikat dengan minimal mengukur secara independen dua dari tiga
parameter tanah yang tercantum dalam Tabel 210 Dalam hal ini kelas situs
dengan kondisi yang lebih buruk harus diberlakukan Apabila tidak tersedia data
tanah yang spesifik pada situs sampai kedalaman 30 m maka sifat-sifat tanah
harus diestimasi oleh seorang ahli geoteknik yang memiliki sertifikatijin
keahlian yang menyiapkan laporan penyelidikan tanah berdasarkan kondisi
getekniknya Penetapan kelas situs SA dan kelas situs SB tidak diperkenankan
jika terdapat lebih dari 3 m lapisan tanah antara dasar telapak atau rakit fondasi
dan permukaan batuan dasar (SNI 17262012)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
24
Tabel 210 Klasifikasi situs
Kelas situs vs (mdetik) N atau N ch su (kPa)
SA (batuan keras) gt1500 NA NA SB (batuan) 750 sampai 1500 NA NA SC (tanah keras sangat padat dan batuan lunak)
350 sampai 750 gt50
2100
SD (tanah sedang) 175 sampai 350 15sampai 50 50 sampai100 lt 175 lt15 lt 50SE (tanah lunak) Atau setiap profil tanah yang mengandung lebih dari 3 m tanah dengan
karateristik sebagai berikut 1 Indeks plastisitas PI gt 20 2 Kadar air w 2 40 3 Kuat geser niralir su lt 25 kPa
SF (tanah khusus)
Setiap profil lapisan tanah yang memiliki salah satu atau lebih dari karakteristik berikut - Rawan dan berpotensi gagal atau runtuh akibat beban gempa seperti
mudah likuifaksi lempung sangat sensitif tanah tersementasi lemah - Lempung sangat organik danatau gambut (ketebalan H gt 3 m)
- Lempung berplastisitas sangat tinggi (ketebalan H gt 75 m dengan
Indeks Plasitisitas PI gt 75 ) Lapisan lempung lunaksetengah teguh dengan ketebalan H gt 35 m
dengan su lt 50 kPa
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
- Kecepatan rata-rata gelombang geser Vs
Dimana
di = tebal setiap lapisan antara kedalaman 0 sampai 30 meter
Vsi = kecepatan gelombang geser lapisan i dinyatakan dalam meter per
detik (mdetik)
- Tahanan penetrasi standar lapangan rata-rata N
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
25
Dimana
di = tebal setiap lapisan antara kedalaman 0 sampai 30 meter
Ni = tahanan penetrasi standar 60 persen energy ( N60 ) yang terukur
langsung di lapangan tanpa koreksi dengan nilai tidak lebih dari
305 pukulanm
- Kuat geser niralir rata-rata Su
Dimana
dc = jumlah ketebalan total dari lapisan - lapisan tanah kohesif di
dalam lapisan 30 meter paling atas
Sui = kuat geser niralir (kPa) dengan nilai tidak lebih dari 250 kPa
Untuk penentuan respons spektral percepatan gempa MCER di permukaan tanah
diperlukan suatu faktor amplifikasi seismik pada perioda 02 detik dan perioda 1
detik Faktor amplifikasi meliputi faktor amplifikasi getaran terkait percepatan pada
getaran perioda pendek (Fa) dan faktor amplifikasi terkait percepatan yang
mewakili getaran perioda 1 detik (Fv) Parameter spektrum respons percepatan pada
perioda pendek (SMS) dan perioda 1 detik (SM1) Yang disesuaikan dengan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
26
pengaruh klasifikasi situs (SNI 17262012) harus ditentukan dengan perumusan
berikut ini
SMS = Fa Ss
SM1 = Fv S1
Dimana
Ss = parameter respons spektral percepatan gempa MCER terpetakan untuk
perioda pendek
S1 = parameter respons spektral percepatan gempa MCER terpetakan untuk
perioda 10 detik
dan koefisien situs Fa dan Fv mengikuti Tabel 211 dan Tabel 212
Tabel 211 Koefisien situs Fa
Kelas situs
Parameter respons spektral percepatan gempa (MCER) terpetakan padaperioda pendek T=02 detik Ss
Ss s 025 Ss = 05 Ss = 075 Ss = 10 Ss 2 125 SA 08 08 08 08 08SB 10 10 10 10 10SC 12 12 11 10 10SD 16 14 12 11 10SE 25 17 12 09 09SF SSb
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
CATATAN
- Untuk nilai-nilai antara Ss dapat dilakukan interpolasi linier
- SS = Situs yang memerlukan investigasi geoteknik spesifik dan analisis respons situs spesifik
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
27
Tabel 212 Koefisien situs Fv
Kelas situs
Parameter respons spektral percepatan gempa MCER terpetakan padaperioda 1 detik S1
S1 s 01 S1 = 02 S1 = 03 S1 = 04 S1 2 05 SA 08 08 08 08 08SB 10 10 10 10 10SC 17 16 15 14 13SD 24 2 18 16 15SE 35 32 28 24 24SF SSb
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
CATATAN
- Untuk nilai-nilai antara Ss dapat dilakukan interpolasi linier
- SS = Situs yang memerlukan investigasi geoteknik spesifik dan analisis respons situs spesifik Struktur harus ditetapkan memiliki suatu kategori desain seismik Struktur dengan
kategori risiko I II atau III yang berlokasi di mana parameter respons spektral
percepatan terpetakan pada perioda 1 detik S1 lebih besar dari atau sama dengan
075 harus ditetapkan sebagai struktur dengan kategori desain seismik E Struktur
yang berkategori risiko IV yang berlokasi di mana parameter respons spektral
percepatan terpetakan pada perioda 1 detik S1 lebih besar dari atau sama dengan
075 harus ditetapkan sebagai struktur dengan kategori desain seismik F Semua
struktur lainnya harus ditetapkan kategori desain seismiknya berdasarkan kategori
risikonya dan parameter respons spektral percepatan desainnya SDS dan SD1
Masing-masing bangunan dan struktur harus ditetapkan ke dalam kategori desain
seismik yang lebih parah dengan mengacu pada Tabel 213 atau 214 terlepas dari
nilai perioda fundamental getaran struktur T (SNI 17262012)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
28
Tabel 213 Kategori desain seismik berdasarkan parameter respons percepatan pada perioda pendek
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
Tabel 214 Kategori desain seismik berdasarkan parameter respons
percepatan pada perioda 1 detik
Nilai S D1 Kategori risiko
I atau II atau III IV
SD1 lt 0167 A A
0067 lt SD1 lt 0133 B C
0133 lt SD1 lt 020 C D
020 lt SD1 D D (Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung
dan non gedung SNI 17262012)
Geser dasar seismik V dalam arah yang ditetapkan harus ditentukan sesuai
dengan persamaan berikut
V = Cs W
Keterangan
Cs = koefisien respons seismik
W = berat seismik efektif
Berat seismik efektif struktur W menurut SNI 17262012 harus menyertakan
seluruh beban mati dan beban lainnya yang terdaftar di bawah ini
Nilai SDS Kategori risiko
I atau II atau III IV
SDS lt 0167 A A
0167 lt SDS lt 033 B C
033 lt SDS lt 050 C D
050 lt SDS D D
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
29
1 Dalam daerah yang digunakan untuk penyimpanan minimum sebesar 25
persen beban hidup lantai (beban hidup lantai di garasi publik dan struktur
parkiran terbuka serta beban penyimpanan yang tidak melebihi 5 persen
dari berat seismik efektif pada suatu lantai tidak perlu disertakan)
2 Jika ketentuan untuk partisi disyaratkan dalam desain beban lantai diambil
sebagai yang terbesar di antara berat partisi aktual atau berat daerah lantai
minimum sebesar 048 kNm2
3 Berat operasional total dari peralatan yang permanen
4 Berat lansekap dan beban lainnya pada taman atap dan luasan sejenis
lainnya
Koefisien respons seismik Cs harus ditentukan sesuai dengan
Cs =
Dimana
SDS = parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang perioda
pendek
R = faktor modifikasi respons dalam Tabel 29
Ie = faktor keutamaan gempa yang ditentukan sesuai Tabel 28
Nilai Cs yang dihitung sesuai dengan Persamaan diatas tidak perlu melebihi Cs dari
persamaan di bawah
Cs =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
30
Cs yang di dapatkan harus tidak kurang dari
Cmin = 0044 SDS Ie gt 001
Sebagai tambahan untuk struktur yang berlokasi di daerah di mana 1 S sama
dengan atau lebih besar dari 06g maka Cs harus tidak kurang dari
Cs =
Dimana
SDS = parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang perioda
pendek
SD1 = parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang sebesar
10 detik
R = faktor modifikasi respons dalam Tabel 29
Ie = faktor keutamaan gempa yang ditentukan sesuai Tabel 28
T = perioda fundamental struktur (detik)
Perioda fundamental pendekatan Ta dalam detik harus ditentukan dari
Ta = Ct
Dimana
hn = ketinggian struktur dalam (m)
Ct = koefisien prioda struktur pendekatan yang ditentukan dalam tabel 213
x = koefisien ketinggian yang ditentukan dalam tabel 213
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
31
Tabel 215 Nilai parameter perioda pendekatan Ct dan x
Tipe struktur Ct x
Sistem rangka pemikul momen di mana rangka memikul 100 persen gaya gempa yang disyaratkan dan tidak dilingkupi atau dihubungkan dengan komponen yang lebih kaku dan akan mencegah rangka dari defleksi jika dikenai gaya gempa
Rangka baja pemikul momen 00724 a 08
Rangka beton pemikul momen 00466 a 09
Rangka baja dengan bresing eksentris 00731 a 075
Rangka baja dengan bresing terkekang terhadap tekuk 00731 a 075
Semua sistem struktur lainnya 00488 a 075
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
Sebagai alternatif menurut SNI 17262012 untuk menentukan perioda fundamental
pendekatan Ta dalam detik dari persamaan berikut untuk struktur dengan
ketinggian tidak melebihi 12 tingkat di mana sistem penahan gaya gempa terdiri
dari rangka penahan momen beton atau baja secara keseluruhan dan tinggi tingkat
paling sedikit 3 m
Ta = 01N
Dimana
N = jumlah tingkat (m)
Perioda fundamental struktur harus dibatasi dengan
Tmax = Cu Ta
Dimana
Ta = waktu getar struktur dalam (m)
Cu = koefisien batas prioda struktur yang ditentukan dalam tabel 214
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
32
Tabel 216 Koefisien untuk batas perioda struktur
Parameter percepatan respons spektral desain pada 1 detik S D1
Koefisien Cu
gt 04 14 03 14 02 15
015 16
lt 01 17 (Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur
gedung dan non gedung SNI 17262012)
212 Kombinasi Pembebanan
komponen-elemen struktur dan elemen-elemen fondasi menurut SNI
17262012 harus dirancang sedemikian hingga kuat rencananya sama atau melebihi
pengaruh beban-beban terfaktor dengan kombinasi-kombinasi sebagai berikut
1 14D
2 12D + 16L + 05(Lr atau R)
3 12D + 16(Lr atau R) + (L atau 05W)
4 12D + 10 W + L + 05(Lr atau R)
5 12D + 10 E + L
6 09D + 10 W
7 09D + 10 E
8
Pengaruh beban gempa E harus ditentukan sesuai dengan berikut ini
1 Untuk penggunaan dalam kombinasi beban 5 dalam
E = Eh + Ev
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
33
2 Untuk penggunaan dalam kombinasi beban 7
E = Eh - Ev
Keterangan
E = pengaruh beban gempa
Eh = pengaruh beban gempa horisontal
Ev = pengaruh beban gempa vertikal
Pengaruh beban gempa horisontal Eh harus ditentukan sesuai dengan Persamaan
sebagai berikut
E h = ρQh
Keterangan
Q = pengaruh gaya gempa horisontal dari V atau F p
ρ = faktor redundansi
Untuk struktur yang dirancang untuk kategori desain seismik D E atau Fm
SNI 17262012 mengatur ρ harus sama dengan 13 kecuali jika satu dari dua
kondisi berikut dipenuhi di mana p diijinkan diambil sebesar 10
a Masing-masing tingkat yang menahan lebih dari 35 persen geser dasar dalam
arah yang ditinjau harus sesuai dengan Tabel 212
b Struktur dengan denah beraturan di semua tingkat dengan sistem penahan gaya
gempa terdiri dari paling sedikit dua bentang perimeter penahan gaya gempa
yang merangka pada masing-masing sisi struktur dalam masing-masing arah
ortogonal di setiap tingkat yang menahan lebih dari 35 persen geser dasar
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
34
Jumlah bentang untuk dinding geser harus dihitung sebagai panjang dinding
geser dibagi dengan tinggi tingkat atau dua kali panjang dinding geser dibagi
dengan tinggi tingkat hsx untuk konstruksi rangka ringan
Tabel 217 Persyaratan untuk masing-masing tingkat yang menahan lebih
dari 35 persen gaya geser dasar
Elemen penahan gaya lateral
Persyaratan
Rangka dengan bresing
Pelepasan bresing individu atau sambungan yang terhubung tidak akan mengakibatkan reduksi kuat tingkat sebesar lebih dari 33 persen atau sistem yang dihasilkan tidak mempunyai ketidakteraturan torsi yang berlebihan (ketidakteraturan struktur horisontal Tipe 1b)
Rangka pemikul momen
Kehilangan tahanan momen di sambungan balok ke kolom di kedua ujung balok tunggal tidak akan mengakibatkan lebih dari reduksi kuat tingkat sebesar33 persen atau sistem yang dihasilkan tidak mempunyai ketidakteraturantorsi yang berlebihan (ketidakteraturan struktur horisontal Tipe 1b)
Dinding geser atau pilar dinding dengan rasio tinggi terhadap panjang lebih besar dari 10
Pelepasan dinding geser atau pier dinding dengan rasio tinggi terhadap panjang lebih besar dari 10 di semua tingkat atau sambungan kolektor yang terhubung tidak akan mengakibatkan lebih dari reduksi kuat tingkat sebesar 33 persen atau sistem yang dihasilkan mempunyai ketidakteraturan torsi yang berlebihan (ketidakteraturan struktur horisontal Tipe 1b)
Kolom kantilever Kehilangan tahanan momen di sambungan dasar semua kolom kantilever tunggal tidak akan mengakibatkan lebih dari reduksi kuat tingkat sebesar 33 persen atau sistem yang dihasilkan mempunyai ketidakteraturan torsi yang berlebihan (ketidakteraturan struktur horisontal Tipe 1b)
Lainnya Tidak ada persyaratan
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
22 Kinerja Struktur Gedung
221 Kinerja Batas Layan
Kinerja batas layan struktur gedung ditentukan oleh simpangan antar tingkat
akibat pengaruh gempa rencana yaitu untuk membatasi terjadinya pelelehan baja
dan peretakan beton yang berlebihan di samping untuk mencegah kerusakan
nonstruktur dan ketidaknyamanan penghuni Simpangan antar-tingkat ini harus
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
35
dihitung dari simpangan struktur gedung tersebut akibat pengaruh gempa nominal
yang telah dibagi Faktor Skala
Faktor Skala =
gt 1
Dimana
V1 = Gaya geser dasar nominal sebagai respons dinamik ragam yang
pertama saja
Vt = Gaya geser dasar nominal yang didapat dari hasil analisis ragam
spektrum respons yang telah dilakukan
Gaya geser dasar nominal yang didapat dari hasil spektrum respons Analisis harus
dilakukan untuk menentukan ragam getar alami untuk struktur Analisis harus
menyertakan jumlah ragam yang cukup untuk mendapatkan partisipasi massa
ragam terkombinasi sebesar paling sedikit 90 persen dari massa aktual dalam
masing-masing arah horisontal ortogonal dari respons yang ditinjau oleh model
Parameter respons ragam untuk masing-masing parameter desain terkait gaya yang
ditinjau termasuk simpangan antar lantai tingkat gaya dukung dan gaya elemen
struktur individu untuk masing-masing ragam respons harus dihitung menggunakan
properti masing-masing ragam dan spectrum respons dibagi dengan kuantitas (R
Ie) Parameter respons terkombinasi untuk perpindahan dan kuantitas simpangan
antar lantai harus dikalikan dengan kuantitas (CdIe) Nilai untuk masing-masing
parameter yang ditinjau yang dihitung untuk berbagai ragam harus
dikombinasikan menggunakan metoda akar kuadrat jumlah kuadrat (SRSS) atau
metoda kombinasi kuadrat lengkap (CQC) sesuai dengan SNI 17262012 Metoda
CQC harus digunakan untuk masing-masing nilai ragam di mana ragam berjarak
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
36
dekat mempunyai korelasi silang yang signifikan di antara respons translasi dan
torsi
Kinerja batas ultimit struktur gedung ditentukan oleh simpangan antar-tingkat
maksimum struktur gedung akibat pengaruh gempa rencana dalam kondisi struktur
gedung di ambang keruntuhan yaitu untuk membatasi kemungkinan terjadinya
keruntuhan struktur gedung yang dapat menimbulkan korban jiwa manusia dan
untuk mencegah benturan berbahaya antar-gedung atau antar bagian struktur
gedung yang dipisah dengan sela pemisah (sela delatasi) simpangan antar-tingkat
ini harus dihitung dari simpangan struktur gedung akibat pembebanan gempa
nominal (SNI 17262002) Penentuan simpangan antar lantai tingkat desain ( ∆ )
harus dihitung sebagai perbedaan defleksi pada pusat massa di tingkat teratas dan
terbawah yang ditinjau Lihat Gambar 24 Apabila pusat massa tidak terletak
segaris dalam arah vertikal diijinkan untuk menghitung defleksi di dasar tingkat
berdasarkan proyeksi vertikal dari pusat massa tingkat di atasnya (SNI 17262012)
Gambar 24 Penentuan simpangan antar lantai
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
37
Defleksi pusat massa di tingkatx (δx) (mm) harus ditentukan sesuai dengan
persamaan berikut
δx =
Dimana
Cd = faktor amplifikasi defleksi dalam Tabel 29
δxe = defleksi pada lokasi yang disyaratkan pada pasal ini yang ditentukan
dengan analisis elastis
Ie = faktor keutamaan gempa yang ditentukan sesuai dengan tabel 28
Simpangan antar lantai tingkat desain ∆ tidak boleh melebihi simpangan antar
lantai tingkat ijin ∆a seperti didapatkan dari Tabel 213 untuk semua tingkat
Tabel 218 Simpangan antar lantai ijin
Struktur
Kategori risiko
I atau II III IV
Struktur selain dari struktur dinding geser batu bata 4 tingkat atau kurang dengan dinding interior partisi langit-langit dan sistem dinding eksterior yang telah didesain untuk mengakomodasi simpangan antar lantai tingkat
0025h c
sx 0020 hsx 0015 hsx
Struktur dinding geser kantilever batu batad 0010 hsx 0010 hsx 0010 hsx
Struktur dinding geser batu bata lainnya 0007 hsx 0007 hsx 0007 hsx
Semua struktur lainnya 0020 hsx 0015 hsx 0010 hsx
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
Dua bagian struktur gedung yang tidak direncanakan untuk bekerja sama sebagai
satu kesatuan dalam mengatasi pengaruh Gempa Rencana harus dipisahkan yang
satu terhadap yang lainnya dengan suatu sela pemisah (sela delatasi) yang lebarnya
paling sedikit harus sama dengan jumlah simpangan masing-masing bagian struktur
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
38
gedung pada taraf itu Dalam segala hal lebar sela pemisah tidak boleh ditetapkan
kurang dari 75 mm (SNI 17262012)
222 Kinerja Batas kekuatan
2221 Perencanaan Pelat Floor Deck
Floor deck pada pelat menggantikan fungsi tulangan Tarik pada daerah
lapangan Analisis pelat floor deck meggunakan metode pelat satu arah Bila pelat
mengalami rotasi bebas pada tumpuan pelat dan tumpuan sangat kaku terhadap
momen puntir maka pelat itu dikatakan jepit penuh Bila balok tepi tidak cukup
kuat untuk mencegah rotasi maka dikatakan terjepit sebagian Tebal minimum
yang ditentukan dalam Tabel 214 berlaku untuk konstruksi satu arah yang tidak
menumpu atau tidak disatukan dengan partisi atau konstruksi lain yang mungkin
akan rusak akibat lendutan yang besar kecuali bila erhitungan lendutan
menunjukkan bahwa ketebalan yang lebih kecil dapat digunakan tanpa
menimbulkan pengaruh yang merugikan
Tabel 219 Tebal Minimum Balok Non-Prategang Atau Pelat Satu Arah Bila
Lendutan Tidak Dihitung Tebal minimum h
Komponen struktur Tertumpu Satu ujung Kedua ujung Kantilever
Komponen struktur tidak menumpu atau tidak dihubungkan dengan partisi ataukonstruksi lainnya yang mungkin rusak oleh lendutan yang besar
Pelat masif satu-arah 20
24
28
10
Balok atau pelat rusuk satu-arah 16
185
21
8
(Sumber Tata cara perhitungan struktur beton untuk bangunan gedung SNI 28472002)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
39
CATATAN Panjang bentang dalam mm Nilai yang diberikan harus digunakan langsung untuk komponen struktur dengan beton normal dan tulangan tulangan Mutu 420 MPa Untuk kondisi lain nilai di atas harus dimodifikasikan sebagai berikut a Untuk struktur beton ringan dengan berat jenis (equilibrium density) w di antara 1440 sampai
1840 kgm3 nilai tadi harus dikalikan dengan (165 ndash 00003wc) tetapi tidak kurang dari 109
b Untuk fy selain 420 MPa nilainya harus dikalikan dengan (04 + fy700)
a Disain pada Momen Positif
Disain pada momen positif gaya Tarik disumbangkan oleh metal deck dan
gaya tekan disumbangkan oleh beton Dalam hal ini penampang beton
berbentuk persegi panjang
Gambar 25 Diagram tegangan momen positif floor deck
Penulangan lentur dihitung analisa tulangan tunggal dengan langkah-langkah
sebagai berikut
Mn =
Dimana ϕ= 08
Rn =
m =
ρ = 1 ndash 1 ndash
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
40
As PERLU = ρ b d
rasio tulangan minimum menggunakan syarat tulangan susut dan tulangan
suhu sebagai acuan dan di tabelkan sebagai berikut
Tabel 220 Rasio Tulangan Minimum Pada Pelat
Jenis Pelat ρmin
Pelat yang menggunakan batang tulangan ulir mutu 300 00020
Pelat yang menggunakan batang tulangan ulir atau jaring kawat las 00018
Pelat yang menggunakan tulangan dengan tegangan leleh melebihi 00018 x 400 fy
(Sumber Tata cara perhitungan struktur beton untuk bangunan gedung SNI 28472002)
Persyaratan lain yang harus dipenuhi dalam mendisain pelat satu arah adalah
jarak tulangan maximum Pasal 12 SNI 03-2847-2002 butir 64 jarak tulangan
adalah
S = ndash 25 Cc
Dimana
fs = 60 fy
Cc = Selimut Beton
b Disain pada Momen Negatif
Disain pada momen positif gaya Tarik disumbangkan oleh wiremesh dan gaya
tekan disumbangkan oleh beton Dalam hal ini penampang beton berbentuk
sebagai berikut
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
41
Gambar 26 Diagram tegangan momen negatif floor deck
2222 Perencanaan Pelat Chekered
Pelat metal didisain menggunakan metode pelat satu arah syarat batas yang
harus di penuhi pelat metal adalah
ϕMn gt Mu
dimana
ϕMn = momen nominal = Zx fy
Mu = momen ultimate
2223 Perencanaan Batang Tekan
Kekuatan tekan disain harus nilai terendah yang diperoleh berdasarkan
keadaan batas dari tekuk lentur tekuk torsi dan tekuk torsi lentur Profil dengan
dominan keruntuhan tekuk lentur kekuatan nominal nya adalah
ϕPn = 09 fcr A
tegangan kritis fcr ditentukan sebagai berikut
a Bila lt 471 ( atau lt 225 )
fcr =0658 fy
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
42
b Bila gt 471 ( atau gt 225 )
fcr =0877 fe
fe =
Dimana
K = faktor panjang efektir
L = panjang profil
r = jari jari inersia
fcr = tegangan kritis
fe = tegangan euler
λ = kelangsingan =
2224 Perencanaan Batang Lentur
Pembebanan balok disesuaikan dengan peraturan pembebanan Indonesia
untuk gedung (PPIUG) 1983 sedangkan pemakaian profil dihitung sesuai dengan
SNI 03-1729-2015
Tabel 221 Nilai kekuatan lentur berdasarkan SNI 1729 2015
PROFIL q Lr Lp MP Mr Vn
kgm m m KN m KN m KN
WF 150 x 75 x 5 x 7 1400 316 084 2354 1509 10800
WF 150 x 100 x 6 x 9 2110 530 120 3609 2346 12787
WF 200 x 100 x 45 x 7 1820 346 112 4089 2720 12830
WF 200 x 100 x 55 x 8 2130 378 112 4802 3128 15840
WF 200 x 150 x 6 x 9 3060 637 182 7108 4688 16762
WF 250 x 125 x 5 x 8 2570 420 141 7327 4845 17856
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
43
Tabel 221 Nilai kekuatan lentur berdasarkan SNI 1729 2015 (lanjutan)
PROFIL q Lr Lp MP Mr Vn
kgm m m KN m KN m KN
WF 250 x 125 x 6 x 9 2960 446 141 8443 5508 21600
WF 300 x 150 x 55 x 8 3200 475 167 10920 7208 23602
WF 300 x 150 x 65 x 9 3670 497 167 12528 8177 28080
WF 350 x 175 x 6 x 9 4140 553 197 16538 10897 29894
WF 350 x 175 x 7 x 11 4960 593 200 20179 13175 35280
WF 400 x 200 x 7 x 11 5660 646 227 26100 17170 39917
WF 400 x 200 x 8 x 13 6600 684 230 30861 20230 46080
WF 450 x 200 x 9 x 14 7600 667 223 38913 25330 58320
WF 500 x 200 x 10 x 16 8960 669 219 50311 32470 72000
WF 600 x 200 x 11 x 17 10600 628 209 68714 44030 95040
HB 100 x 100 x 6 x 8 1720 724 125 2018 1300 8640
HB 125 x 125 x 65 x 9 2380 806 158 3578 2312 11700
HB 150 x 150 x 7 x 10 3150 895 190 5748 3723 15120
HB 175 x 175 x 75 x 11 4020 981 222 8628 5610 18900
HB 200 x 200 x 8 x 12 4990 1072 255 12314 8024 23040
HB 250 x 250 x 9 x 14 7240 1255 319 22483 14739 32400
HB 300 x 300 x 10 x 15 9400 1376 381 35152 23120 43200
HBC 350 x 350 x 12 x 19 13700 1718 449 59834 39100 60480
HBC 400 x 400 x 13 x 21 17200 1903 513 86402 56610 74880
WFC 600 x 300 x 12 x 20 15100 1045 348 103413 68340 101606
WFC 700 x 300 x 13 x 24 18500 1041 344 149968 97920 131040
WFC 800 x 300 x 14 x 26 21000 1010 336 191889 123930 161280
WFC 900 x 300 x 16 x 28 24300 984 324 244178 155380 207360
- Profil I dan Kanal
a Kontrol Momen
ϕMn = 09 Mn
- Apabila L lt Lp
Mn = Mp = Zx fy
- Apabila Lp lt L lt Lr
Mn = Cb Mp ndash ( Mp- Mr)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
44
Apabila L gt Lr
Mn = Mcr = radic 1
=
lt 23
=
= 4 2
=
1 1
= 176
Untuk profil I konstanta torsi dan konstanta warping adalah
J = [ 2b + h ]
Cw =
Untuk profil kanal konstanta torsi dan konstanta warping adalah
J = [ 2b + h ]
Cw = [
]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
45
Gambar 27 Kuat Momen Lentur Nominal Akibat Tekuk Torsi Lateral
b Kontrol Geser
Untuk profil I
= 060 fyw Aw lt Vu
Persamaan diatas dapat dipenuhi bila syarat kelangsingan untuk tebal pelat web
sebagai berikut
lt
c Kontrol Lendutan
Batas-batas lendutan untuk keadaan kemampuan-layan batas harus sesuai
dengan struktur fungsi penggunaan sifat pembebanan serta elemen-elemen
yang didukung oleh struktur tersebut Batas lendutan maksimum diberikan
dalam Tabel dibawah
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
46
Tabel 222 Batas Lendutan Maksimum
Komponen struktur dengan beban tidak Beban tetap Beban
Balok pemikul dinding atau finishing yang getas L360 - Balok biasa L240 - Kolom dengan analisis orde pertama saja h500 h200 Kolom dengan analisis orde kedua h300 h200
(Sumber Tata cara perencanaan struktur baja untuk bangunan gedung SNI 17292002)
- Profil Siku
a Kontrol Momen
ϕMn = 09 Mn
- Momen Leleh
Mn = 15 My
Dimana
My = momen leleh di sumbu lentur
- Momen dengan tekuk torsi lateral
1 Bila Me lt My
Mn = [ 092 -
] Me
2 Bila Me gt My
Mn = [ 192 ndash 117 ] Me lt 15 My
Lentur di sumbu utama major dari baja siku kaki sama
Me =
Dimana
Lb = Panjang profil tak terkekang
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
47
b = lebar siku
E = elastisitas profil siku
t = tebal profil siku
Me = momen tekuk lateral-torsi elastis
b kontrol geser
ϕVn = 09 06 Aw fy cv
Dimana Vn = kekuatan geser penampang Aw = luas badan = b x t fy = tegangan leleh profil siku Nilai cv dari persamaan diatas ditentukan dengan
- Bila
lt 11
cv = 1
- Bila
11
lt lt 137
cv = 11
x
- Bila
gt 137
cv =
x
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
48
2225 Perencanaan Balok Kolom
Komponen struktur yang mengalami momen lentur dan gaya aksial harus
direncanakan memenuhi ketentuan sebagai berikut
Untuk
gt 02
+ (
+
) lt 1
Untuk
lt 02
+ (
+
) lt 1
Dimana
Pu = Gaya aksial (tarik atau tekan) terfaktor N
Pn = Kuat nominal penampang N
ϕ = Faktor reduksi kekuatan
= 09 untuk aksial tarik
= 09 untuk aksial tekan
Mux = Momen lentur terfaktor terhadap sumbu-x
Muy = Momen lentur terfaktor terhadap sumbu-y
Mnx = Kuat nominal lentur penampang terhadap sumbu-x
Mny = Kuat nominal lentur penampang terhadap sumbu-y
ϕb = Faktor reduksi kekuatan lentur = 09
2226 Perencanaan Balok Komposit
Menurut SNI 17292015 lebar efektif balok komposit adalah
- seperdelapan dari bentang balok pusat-ke-pusat tumpuan
- setengah jarak ke sumbu dari balok yang berdekatan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
49
- jarak ke tepi dari pelat
Kekuatan Lentur Positif balok komposit bisa di disain secara plastis jika memenuhi
lt 376 Jika gt 376 maka momen harus di tentukan dengan
superposisi tegangan elastis (SNI 17292015) Nilai ultimate dari momen lentur
dapat di tinjau dari 2 kondisi yaitu
1 Sumbu netral jatuh pada pelat beton
Besar nya gaya tekan pada kondisi ultimate adalah
C = 085 a be
Gaya tarik pada profil baja adalah
T = As fy
Gaya tarik floor deck adalah
T = Afd fu
Jika ẏ gt (tf - hfd) keseimbangan gaya C = T maka diperoleh
a =
Lengan kopel terhadap gaya tekan
d1 = ts ndash ċ -
d2 = + ts -
Kuat momen lentur nominal positif balok komposit adalah
ϕMn = 09 [ As fy ( d2 ) + Afd fu ( d1 ) ]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
50
Gambar 28 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan ẏ lt (ts - hfd)
Gambar 29 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan ẏ gt (ts - hfd)
Jika ẏ lt (tf - hfd) gaya tarik floor deck adalah
T = Aefd fu
keseimbangan gaya C = T maka diperoleh
a =
Lengan kopel terhadap gaya tekan
d1 = ts ndash ċ -
d2 = + ts -
Kuat momen lentur nominal positif balok komposit adalah
ϕMn = 09 [ As fy ( d2 ) + Aefd fu ( d1 ) ]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
51
2 Sumbu netral jatuh pada baja profil
Besar nya gaya tekan pada kondisi ultimate adalah
Cc = 085 a be
Gaya tarik pada profil baja adalah
T = As fy
Keseimbangan gaya diperoleh
Trsquo = Cc + Cs
Besarnya Trsquo sekarang lebih kecil daripada Asfy yaitu
Trsquo = As fy - Cs
Sehingga gaya tekan profil baja
Cc + Cs = As fy - Cs
2Cs = Cc + As fy
Cs =
Jika ẏ lt (ts + tf) Pusat tarik profil
ӯ = ẏ ẏ
ẏ
lengan kopel terhadap pusat tarik
d1 = d ndash ӯ - (ẏ - ts)
d2 = d ndash ӯ + pusat tekan beton
kapasitas lentur positif nominal
ϕMn = 09 [ Cc ( d2 ) + Cs ( d1 ) ]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
52
Gambar 210 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan ẏ lt (ts + tf)
Jika (ts+ d) gt ẏ gt (ts + tf) Pusat tarik profil adalah
ӯ
ndash ẏ ẏ
ẏ
Lengan kopel terhadap gaya tarik
d1 = d ndash ӯ - tf
d2 = d ndash ӯ ndash tf - (ẏ - tf)
d3 = d ndash ӯ + pusat tekan beton
kapasitas lentur positif nominal
ϕMn = 09 [ Cc ( d3 ) + Csf ( d2 ) + Csw ( d1 ) ]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
53
Gambar 211 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan ẏ gt (ts + tf)
Dimana
As = Luas baja profil mm2
Afd = Luas floor deck mm2
Aefd = Luas efektif floor deck mm2
a Tinggidariluasantekanbetonmm
bE Lebarefektifbeton
C = Gaya tekan KN
Ċ = Titik berat floor deck mm
d = Tinggi baja profil mm
= Tegangan leleh baja profil
= Tegangan ultimate floor deck
hfd = Tinggi floor deck
ts = Tebal pelat lantai mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
54
Kapasitas momen lentur negative menurut SNI 17292015 dapat di tentukan dari
kapasitas momen nominal dari profil baja itu sendiri sebagai alternatif dapat
ditentukan kapasitas momen negatif dari distribusi plastis penampang komposit
untuk keadaan leleh asalkan menenuhi
- Balok baja adalah penampang kompak dan dibreising secara cukup
- Steel headed stud atau angkur kanal baja yang menyambungkan pelat ke
balok baja pada daerah momen negatif
- Tulangan pelat yang paralel pada balok baja di lebar efektif pelat
diperhitungkan dengan tepat
Nilai ultimate dari momen lentur negatif komposit adalah
Gaya tarik tulangan
Tsr = Asr fyr
Gaya tarik floor deck
Tfd = Afd fu
Gaya tarik total
T = Tsr + Tfd
Gaya tekan maximum profil baja
Cmax = As fy
Jika Cmax gt T maka titik berat berada pada profil baja
T + Ts = Cmax ndash Ts
2Ts = Cmax ndash T
Ts = (Cmax ndash T)
Jika sumbu netral jatuh di sayap maka
b t fy = Ts
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
55
Gambar 212 Diagram tegangan balok komposit momen negatif dengan ts gt ẏ gt (ts + tf)
tc =
Pusat gaya tekan
ӯ = ẏ ẏ
ẏ
Lengan kopel terhadap gaya tekan
d1 = d ndash ӯ ndash tc
d2 = d ndash ӯ + Ċ
d3 = d ndash ӯ + ts ndash selimut pelat - empty
Momen nominal
ϕMn = 09 [Mn1 + Mn2 + Mn3]
= Tsr d3 + Tfd d2 + t fy d1
Jika sumbu netral jatuh di web maka
h tw fy = Ts - Tf
hrsquo =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
56
Gambar 213 Diagram tegangan balok komposit momen negatif dengan ẏ gt (ts + tf)
Pusat gaya tekan
ӯ ndash
Lengan kopel terhadap gaya tekan
d1 = d ndash ӯ ndash tf - hrsquo
d2 = d ndash ӯ ndash tf
d3 = d ndash ӯ + Ċ
d4 = d ndash ӯ + ts ndash selimut pelat - empty
Momen nominal
ϕMn = 09 [Mn1 + Mn2 + Mn3 + Mn4]
= Tsr d4 + Tfd d3 + tf fy d2 + hrsquo tw fy d1
Kekuatan geser yang tersedia dari balok komposit dengan steel headed stud atau
angkur kanal baja harus ditentukan berdasarkan properti dari penampang baja
sendiri Kekuatan geser nominal satu angkur steel headed stud yang ditanam pada
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
57
suatu pelat beton solid atau pada suatu pelat komposit dengan dek harus ditentukan
sebagai berikut
Qn = 05 Asc lt Rg Rp Asc fu
Dimana
Asc = Luas penampang shear conector
fcrsquo = Kuat tekan beton
Ec = Modulus elastisitas beton
fu = kuat putus shear conektor
Rg = 10 untuk
a Satu angkur steel headed stud yang di las pada suatu rusuk
dek baja dengan dek yang diorientasikan tegak lurus terhadap
profil baja
b Sejumlah dari angkur steel headed stud di suatu lajurbaris
secara langsung terhadap profil baja
c Sejumlah dari angkur steel headed stud yang di las pada
suatu lajur sampai dek baja dengan dek diorientasikan paralel
terhadap profil baja dan rasio dari lebar rusuk rata-rata
terhadap kedalaman rusuk ge 15
085 untuk
a Dua angkur steel headed stud yang dilas pada suatu rusuk
dek baja dengan dek diorientasikan tegak lurus terhadap
profil baja
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
58
b Satu angkur steel headed stud yang di las melewati dek baja
dengan dek diorientasikan paralel terhadap profil baja dan
rasio dari lebar rusuk rata-rata terhadap kedalaman rusuk lt
15
07 untuk tiga atau lebih angkur steel headed stud yang dilas pada
suatu rusuk dek baja dengan dek yang diorientasikan tegak lurus
terhadap profil baja
Rp = 075 untuk
a Angkur steel headed stud yang dilas secara langsung pada
profil baja
b Angkur steel headed stud yang dilas pada suatu pelat komposit
dengan dek yang diorientasikan tegak lurus terhadap balok dan
emid-ht ge 2 in (50 mm) Angkur steel headed stud yang dilas
melewati dek baja atau lembaran baja yang digunakan sebagai
material pengisi gelagar dan ditanam pada suatu pelat
komposit dengan dek diorientasikan paralel terhadap balok
tersebut
06 untuk angkur steel headed stud yang di las pada suatu pelat
komposit dengan dek diorientasikan tegak lurus terhadap balok
dan emid-ht lt 2 in (50 mm)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
59
emid-ht = jarak dari tepi kaki angkur steel headed stud terhadap
badan dek baja diukur di tengahtinggi dari rusuk dek
dan pada arah tumpuan beban dari angkur steel headed
stud (dengan kata lain pada arah dari momen maksimum
untuk suatu balok yang ditumpu sederhana)
Tabel 223 Nilai untuk Rg dan Rp untuk setiap kasus Kapasitas untuk angkur steel headed stud
Kondisi Rg Rp
Tanpa dek 10 10 Dek diorientasi paralel terhadap profil baja
gt 15 lt 15
10
085
075
075
Dek diorientaskan tegak lurus terhadap profil
10
06
baja Jumlah dari angkur steel headed stud yangmemiliki rusuk dek yang sama
1 2 085 06
+3 atau lebih 07 06+
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015) Catatan Wr = lebar rata-rata dari rusuk atau voute beton hr = tinggi rusuk nominal untuk suatu angkur steel headed stud tunggal nilai ini dapat ditingkatkan sampai 075 bila emid-ht gt 51 mm
2227 Perencanaan Sambungan Las
Luas efektif dari suatu las sudut adalah panjang efektif dikalikan dengan throat
efektif Throat efektif dari suatu las sudut merupakan jarak terpendek (garis tinggi)
dari perpotongan kaki las ke muka las diagrammatik Suatu penambahan dalam
throat efektif diizinkan jika penetrasi konsisten di luar jarak terpendek (garis tinggi)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
60
dari perpotongan kaki las ke muka las diagrammatik yang dibuktikan melalui
pengujian dengan menggunakan proses produksi dan variabel prosedur Untuk las
sudut dalam lubang dan slot panjang efektif harus panjang dari sumbu las
sepanjang pusat bidang yang melalui throat Pada kasus las sudut yang
beroverlap luas efektif tidak boleh melebihi luas penampang nominal dari lubang
atau slot dalam bidang permukaan lekatan (SNI 17292015)
Sumber httpwwwtwi-globalcomtechnical-knowledgejob-knowledgedesign-part-2-091
Gambar 214 Tebal efektif las sudut Ukuran minimum las sudut menurut SNI 17292015 harus tidak kurang dari ukuran
yang diperlukan untuk menyalurkan gaya yang dihitung atau ukuran seperti yang
tertera dalam Tabel 223 Ukuran maksimum dari las sudut dari bagian-bagian yang
tersambung harus
a Sepanjang tepi material dengan ketebalan kurang dari frac14 in (6 mm) tidak
lebih besar dari ketebalan material
b Sepanjang tepi material dengan ketebalan frac14 in (6 mm) atau lebih tidak
lebih besar dari ketebalan material dikurangi 116 in (2 mm) kecuali las
yang secara khusus diperlihatkan pada gambar pelaksanaan untuk
memperoleh ketebalan throat-penuh Untuk kondisi las yang sudah jadi
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
61
jarak antara tepi logam dasar dan ujung kaki las boleh kurang dari 116 in
(2 mm) bila ukuran las secara jelas dapat diverifikasi
Tabel 224 Tebal minimum las sudut
Ketebalan Material dari Bagian Paling Tipis yang Tersambung in (mm)
Ukuran Minimum Las Sudut[a] in (mm)
Sampai dengan frac14 (6) 18 (3) Lebih besar dari frac14 (6) sampai dengan frac12 (13) 316 (5)
Lebih besar dari frac12 (13) sampai dengan frac34 (19) frac14 (6) Lebih besar dari frac34 (19) 516 (8)
[a] Dimensi kaki las sudut Las pas tunggal harus digunakan Catatan Lihat Pasal J22b untuk ukuran maksimum las sudut
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015)
Panjang minimum dari las sudut yang dirancang berdasarkan kekuatan tidak boleh
kurang dari empat kali ukuran las nominal atau ukuran lain dari las harus
diperhitungkan tidak melebihi frac14 dari panjangnya Jika las sudut longitudinal saja
digunakan pada sambungan ujung dari komponen struktur tarik tulangan-rata
panjang dari setiap las sudut tidak boleh kurang dari jarak tegak lurus antaranya
Gambar 215 Panjang las longitudinal
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
62
Kekuatan desain ϕRn yang dilas harus merupakan nilai terendah dari kekuatan
material dasar yang ditentukan menurut keadaan batas dari keruntuhan tarik dan
keruntuhan geser dan kekuatan logam las yang ditentukan menurut keadaan batas
dari keruntuhan berikut ini
Untuk logam dasar
ϕRn = 075 fn BM ABM
Untuk logam las
ϕRn = 075 fne AWE
Dimana
fn BM = tegangan nominal dari logam dasar ksi (MPa)
fne = tegangan nominal dari logam las ksi (MPa)
ABM = luas penampang logam dasar in2 (mm2)
AWE = luas efektif las in2 (mm2)
kelompok las linear dengan suatu ukuran kaki yang seragam dibebani
melalui titik berat
ϕRn = 075 fne AWE
dan
fne = 060 fEXX ( 1 + 05sin15 θ )
dimana
fEXX = kekuatan klasifikasi logam pengisi ksi (MPa)
θ = sudut pembebanan yang diukur dari sumbu longitudinal las derajat
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
63
Kekuatan sambungan las pada sambungan pemikul momen adalah
ϕMn = sum ϕPlas d
Dimana
ϕMn = Kekuatan nominal sambungan las terhadap momen
ϕPlas = Gaya las terkoreksi
d = Lengan kopel terhadap garis netral
Gambar 216 Momen plastis siklik pada sambungan pemikul momen
2228 Perencanaan Sambungan Baut
Semua baut kekuatan-tinggi yang disyaratkan pada gambar desain yang digunakan
dalam pra-tarik atau joint kritis-slip harus dikencangkan dengan suatu ketegangan
baut tidak kurang dari yang diberikan dalam Tabel 224 kuat tarik nominal dan
kuat geser nominal pada sambungan tipe tumpu diberikan dalam tabel 225 dan
ukuran lubang maksimum untuk baut diberikan dalam Tabel 226 Jarak antara
pusat-pusat standar ukuran-berlebih atau lubang-lubang slot tidak boleh kurang
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
64
dari 2 23 kali diameter nominal d dari pengencang suatu jarak 3d yang lebih
disukai Jarak dari pusat lubang standar ke suatu tepi dari suatu bagian yang
disambung pada setiap arah tidak boleh kurang dari nilai yang berlaku dari Tabel
227 Jarak maksimum dari pusat setiap baut ke tepi terdekat dari bagian-bagian
dalam kontak harus 12 kali ketebalan dari bagian yang disambung akibat
perhitungan tetapi tidak boleh melebihi 6 in (150 mm) (SNI 17292015) Spasi
longitudinal pengencang antara elemen-elemen yang terdiri dari suatu pelat dan
suatu profil atau dua pelat pada kontak menerus harus sebagai berkut
1 Untuk komponen struktur dicat atau komponen struktur tidak dicat yang
tidak menahan korosi spasi tersebut tidak boleh melebihi 24 kali ketebalan
dari bagian tertipis atau 12 in (305 mm)
2 Untuk komponen struktur tidak dicat dari baja yang berhubungan dengan
cuaca yang menahan korosi atmospheric spasi tidak boleh melebihi 14 kali
ketebalan dari bagian tertipis atau 7 in (180 mm)
Catatan Dimensi pada (a) dan (b) tidak berlaku untuk elemen-elemen yang terdiri
dari dua profil dalam kontak menerus
Tabel 225 Pratarik baut minimum kN
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015)
Ukuran Baut mm Baut A325M Baut A490MM16 91 114 M20 142 179 M22 176 221 M24 205 257 M27 267 334 M30 326 408 M36 475 595
Sama dengan 070 dikalikan kekuatan tarik minimum baut dibulatkan mendekati kN seperti disyaratkan dalam spesifikasi untuk baut ASTM A325M dan A490M dengan ulir UNC
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
65
Kekuatan tarik atau geser desain dari suatu baut snug-tightened atau baut kekuatan-
tinggi pra-tarik atau bagian berulir harus ditentukan sesuai dengan keadaan batas
dari keruntuhan tarik dan keruntuhan geser sebagai berikut
ϕRn = 075 fn AB
Dimana
AB = Luas penampang baut
fn = kuat nominal baut terhadap tarik (fnt) atau geser (fnv) (tabel 225)
Kekuatan tarik yang tersedia dari baut yang menahan kombinasi gaya tarik dan
geser harus ditentukan sesuai dengan keadaan batas dari keruntuhan geser sebagai
berikut
ϕRn = 075 fnrsquo AB
dan
fnrsquo = 13 fnt -
frv lt fnt
dimana
fnrsquo = tegangan tarik nominal yang dimodifikasi mencakup efek tegangan
geser ksi (MPa)
fnt = tegangan tarik nominal dari Tabel 225 ksi (MPa)
fnv = tegangan geser dari Tabel 225 ksi (MPa)
frv = tegangan geser yang diperlukan ksi (MPa)
Tegangan geser yang tersedia dari sarana penyambung sama dengan atau melebihi
tegangan geser yang diperlukanfrv
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
66
Catatan Catatan bahwa bila tegangan yang diperlukan f baik geser atau tarik
yang kurang dari atau sama dengan 30 persen dari tegangan yang tersedia yang
sesuai efek kombinasi tegangan tidak perlu diperiksa
Tabel 226 Kekuatan nominal pengencang dan bagian yang berulir ksi (MPa)
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015) Tabel 227 Dimensi Lubang Nominal mm
Diameter
Baut
Dimensi LubangStandar
(Diameter)Ukuran-lebih
(Diameter)Slot-Pendek
(Lebar x Panjang)Slot-Panjang
(Lebar x Panjang)M16 18 20 18 x 22 18 x 40M20 22 24 22 x 26 22 x 50M22 24 28 24 x 30 24 x 55M24 27[a] 30 27 x 32 27 x 60M27 30 35 30 x 37 30 x 67M30 33 38 33 x 40 33 x 75ge M36 d + 3 d + 8 (d + 3) x (d + 10) (d + 3) x 25d
[a] Izin yang diberikan memungkinkan penggunaan baut 1 in jika diinginkan (Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015)
Deskripsi Pengencang Kekuatan Tarik
Nominal Fnt ksi (MPa)[a]
Kekuatan Geser Nominal dalam Sambungan Tipe-
Tumpu Fnv ksi (MPa)[b]
Baut A307 45 (310) 27 (188) [c][d]
Baut group A (misal A325) bila ulir tidak dikecualikan dari bidang geser
90 (620) 54 (372)
Baut group A (misal A325) bila ulir tidak termasuk dari bidang geser
90 (620) 68 (457)
Baut A490 atau A490M bila ulir tidak dikecualikan dari bidang geser
113 (780) 68 (457)
Baut A490 atau A490M bila ulir tidak termasuk dari bidang geser
113 (780) 84 (579)
Bagian berulir yang memenuhi persyaratan Pasal A34 bila ulir tidak dikecualikan dari bidang geser
075 Fu 0450 Fu
Bagian berulir yang memenuhi persyaratan Pasal A34 bila ulir tidak termasuk dari bidang geser
075 Fu 0563 Fu
[a]untuk baut kekuatan tinggi yang menahan beban fatik tarik[b]Untuk ujung sambungan yang dibebani dengan panjang pola pengencang lebih besar dari 38 in (965 mm) Fnv harus direduksi sampai 833 dari nilai tabulasi Panjang pola pengencang merupakan jarak maksimum sejajar dengan garis gaya antara sumbu baut-baut yang menyambungkan dua bagian dengan satu permukaan lekatan [c]Untuk baut A307 nilai yang ditabulasikan harus direduksi sebesar 1 persen untuk setiap 116 in (2 mm) di atas diameter 5 dari panjang pada pegangangrip tersebut [d]Ulir diizinkan pada bidang geser
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
67
(a) Sambungan tidak diperkaku (b) Sambungan diperkaku (c) Sambungan diperkaku + pengaku kolom
Tabel 228 Jarak tepi minimum dari pusat lubang standar ke tepi dari bagian
yang disambung
Diameter Baut (mm) Jarak Tepi Minimum 16 22 20 26 22 28 24 30 27 34 30 38 36 46
Di atas 36 125d [a]Jika diperlukan jarak tepi terkecil diizinkan asalkan ketentuan yang sesuai Pasal J310 dan J4 dipenuhi tetapi jarak tepi yang kurang dari satu diameter baut tidak diizinkan tanpa persetujuan dari Insinyur yang memiliki izin bekerja sebagai perencana [b]Untuk ukuran-berlebih atau lubang-lubang slot lihat Tabel J35M
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015)
Beberapa aplikasi dari sambungan baut adalah sambungan pemikul momen dan
sambungan geser Prinsip dasar dari sambungan baut adalah baut menahan gaya
geser dan gaya tarik
1 Sambungan pemikul momen
Gambar 217 Sambungan pemikul momen menurut AISC 2003
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
68
Gambar 219 Menentukan Muc
Perencanaan sambungan baut untuk balok kolom lebih kuat dari profil yang
disambung untuk menghindari prilaku sambungan yg runtuh getas Momen
rencana untuk sambungan adalah
- Sambungan tidak diperkaku
Muc = Mp + Vu (k) k terkecil dari d atau 3b
- Sambungan diperkaku
Muc = Mp + Vu (Lst + tp)
Gambar 218 Lokasi sendi plastis
Lst =
Gambar 220 Geometri sambungan end-plate
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
69
Sambungan end-plate pada umum nya mempunya 2 buat setiap baris jika dibebani
sampai kondisi ultimate maka reaksi setiap baut adalah 2Pt kapasitas sambungan
tanpa efek prying maka momen kapasitas sambungan adalah jumlah kumulatif
statis momen gaya reaksi baut tarik 2Pt terhadap titik resultan desak di pusat berat
pelat sayap profil (Dewobroto 2016) Kuat sambungan berdasarkan baut tanpa efek
prying adalah
ϕMnp = 2 ϕPt sum
= 2 ϕPt sum (h0 + h1 + h3 hellip hi)
Dimana
Mnp = kapasitas sambungan end-plate didasarkan pada kuat tarik tanpa
efek prying
Pt = gaya reaksi tarik baut
Gambar 221 Momen kopel baut tarik terhadap sayap tekan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
70
Tabel 229 Kapasitas sambungan end-pelat menurut AISC 2003
No Kapasitas Sambungan
1
Konfigurasi 4 baut tanpa pengaku
2
Konfigurasi 4 baut dengan pengaku
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
71
Tabel 229 Kapasitas sambungan end-pelat menurut AISC 2003 (lanjutan)
No Kapasitas Sambungan
3
Konfigurasi 6 baut tanpa pengaku
4
Konfigurasi 8 baut tanpa pengaku
Sumber Extended end-plateed moment connections seismic and wind applications AISC 2003
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
72
2 Sambungan Geser
Gambar 222 Sambungan balok anak ke balok induk
Perencanaan sambungan baut untuk geser juga harus lebih kuat dari profil yang
disambung untuk menghindari prilaku sambungan yg runtuh getas Gaya geser
rencana untuk sambungan adalah gaya geser ultimate balok anak sehingga
jumlah baut yg diperlukan adalah
=
Dimana
= kuat geser nominal profil
= kuat geser minimum baut
223 Disain untuk stabilitas
Stabilitas harus disediakan untuk struktur secara keseluruhan dan untuk setiap
elemennya Efek terhadap stabilitas struktur dan elemen-elemennya harus
memperhitungkan hal-hal berikut
1 lentur geser dan deformasi komponen struktur aksial dan semua deformasi
lainnya yang memberi kontribusi terhadap perpindahan struktur
2 efek orde-kedua (kedua efek P-∆ dan P-δ)
3 ketidaksempurnaan geometri
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
73
4 reduksi kekakuan akibat inelastisitas
5 ketidakpastian dalam kekakuan dan kekuatan Semua efek yang bergantung
beban harus dihitung di level pembebanan sesuai dengan kombinasi beban
Direct Analysis Method (DAM) dibuat untuk mengatasi keterbatasan Effective
Length Method (ELM) yang merupakan strategi penyederhanaan analisis cara
manual Akurasi DAM dapat diandalkan karena memakai komputer dan
mempersyaratkan program analisis struktur yang dipakai seperti
1 Dapat memperhitungkan deformasi komponen-komponen struktur dan
sambungannya yang mempengaruhi deformasi struktur keseluruhan
Deformasi komponen yang dimaksud berupa deformasi akibat lentur aksial
dan geser Persyaratan ini cukup mudah hampir sebagian besar program
komputer analisa struktur berbasis metoda matrik kekakuan apalagi
lsquometoda elemen hinggarsquo yang merupakan algoritma dasar ana-lisa struktur
berbasis komputer sudah memasukkan pengaruh deformasi pada elemen
formulasinya (Dewobroto 2013)
2 Pengaruh Orde ke-2 (P-Δ amp P-δ) Program komputer yang dapat
menghitung gaya-gaya batang dengan analisa struktur orde ke-2 yang
mempertimbangkan pengaruh P-Δ dan P-δ adalah sangat penting dan
menentukan Umumnya program komputer komersil bisa melakukan
analisa struktur orde ke-2 meskipun kadangkala hasilnya bisa berbeda satu
dengan lain-nya Oleh karena itu diperlukan verifikasi terhadap kemam-
puan program komputer yang dipakai Ketidaksempurnaan terjadi ketika
program ternyata hanya mampu memperhi-tungkan pengaruh P-Δ saja
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
74
tetapi tidak P-δ Adapun yang dimaksud P-Δ adalah pengaruh pembebanan
akibat terjadinya perpindahan titik-titik nodal elemen sedangkan P-δ adalah
pengaruh pembebanan akibat deformasi di elemen (di antara dua titik nodal)
(Dewobroto 2013) seperti terlihat pada Gambar 28 di bawah
Gambar 223 Pengaruh Orde ke-2 (AISC 2010)
3 Perhitungan stabilitas struktur modern didasarkan anggapan bah-a
perhitungan gaya-gaya batang diperoleh dari analisa struktur elastik orde-2
yang memenuhi kondisi keseimbangan setelah pembebanan yaitu setelah
deformasi Ketidak-sempurnaan atau cacat dari elemen struktur seperti
ketidaklurusan batang akibat proses fabrikasi atau konsekuensi adanya
toleransi pelaksanaan lapangan akan menghasilkan apa yang disebut efek
destabilizing Adanya cacat bawaan (initial imperfection) yang
mengakibatkan efek destablizing dalam Direct Analysis Method (DAM)
dapat diselesaikan dengan dua cara yaitu [1] cara pemodelan langsung cacat
pada geometri model yang dianalisis atau [2] memberikan beban notional
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
75
(beban lateral ekivalen) dari sebagian prosentasi beban gravitasi (vertikal)
yang bekerja Cara pemodelan langsung dapat diberikan pada titik nodal
batang yang digeser untuk sejumlah tertentu perpindahan yang besarnya
diambil dari toleransi maksimum yang diperbolehkan dalam perencanaan
maupun pelaksanaan Pola penggeseran titik nodal pada pemodelan
langsung harus dibuat sedemikian rupa sehingga memberikan efek
destabilizing terbesar Pola yang dipilih dapat mengikuti pola lendutan hasil
pembebanan atau pola tekuk yang mungkin terjadi Beban notional
merupakan beban lateral yang diberikan pada titik nodal di semua level
berdasarkan prosentasi beban vertikal yang bekerja di level tersebut dan
diberikan pada sistem struktur penahanbeban gravitasi melalui rangka atau
kolom vertikal atau dinding sebagai simulasi pengaruh adanya cacat
bawaan (initial imperfection)Beban notional harus ditambahkan bersama-
sama beban lateral lain juga pada semua kombinasi kecuali kasus tertentu
yang memenuhi kriteria pada Section C22b(1) (SNI 1729 2015) Besarnya
beban notional adalah
Ni = 0002 α Yi
Dimana
α = 16 untuk metode tegangan izin dan 10 untuk metode ultimit
Ni = Beban notional yang digunakan pada level i
Yi = Beban grafitasi yang digunakan pada level i
Nilai 0002 mewakili nilai nominal rasio kemiringan tingkat (story out of
plumbness) sebesar 1500 yang mengacu AISC Code of Standard Practice
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
76
Jika struktur aktual ternyata punya kemiringan tingkat berbeda lebih besar
tentunya maka nilai tersebut tentunya perlu ditinjau ulang Beban notional
pada level tersebut nantinya akan didistribusikan seperti halnya beban
gravitasi tetapi pada arah lateral yang dapat menimbulkan efek
destabilizing terbesar Jadi perlu beberapa tinjauanPada bangunan gedung
jika kombinasi beban belum memasukkan efek lateral maka beban notional
diberikan dalam dua arah alternatif ortogonal masing-masing pada arah
positip dan arah negatif yang sama untuk setiap level Sedangkan untuk
kombinasi dengan beban lateral maka beban notional diberikan pada arah
sama dengan arah resultan kombinasi beban lateral pada level tersebut Jadi
penempatan notional load diatur sedemikian rupa agar jangan sampai hasil
akhir kombinasinya akan lebih ringan Bukankah notional load adalah
untuk memodelkan ketidaksempurnaan (Dewobroto 2015)
Adanya leleh setempat (partial yielding) akibat tegangan sisa pada profil
baja (hot rolled atau welded) akan menyebabkan pelemahan kekuatan saat
mendekati kondisi batasnya Kondisi tersebut pada akhirnya menghasilkan
efek destabilizing seperti yang terjadi akibat adanya geometry imperfection
Kondisi tersebut pada Direct Analysis Method (DAM) akan diatasi dengan
penyesuaian kekakuan struktur yaitu memberikan faktor reduksi kekakuan
Nilainya diperoleh dengan cara kalibrasi dengan membandingkannya
dengan analisa distribusi plastisitas maupun hasil uji test empiris (Galambos
1998) Faktor reduksi kekakuan EI=08τbEI dan EA=08EA dipilih DAM
dengan dua alasan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
77
Pertama Portal dengan elemen langsing yang kondisi batasnya ditentukan
oleh stabilitas elastis maka faktor 08 pada kekakuan dapat
menghasilkan kuat batas sistem sebesar 08 times kuat tekuk
elastisHal ini ekivalen dengan batas aman yang ditetapkan pada
perencanaan kolom langsing memakai Efective Length Method
persamaan E3-3 (SNI 1729 2015) yaitu φPn = 09 (0877 Pe) =
079 Pe
Kedua Portal dengan elemen kaku stocky dan sedang faktor
08τb dipakai memperhitungkan adanya pelemahan (softening)
akibat kombinasi aksial tekan dan momen lentur Jadi kebetulan
jika ternyata faktor reduksi kolom langsing dan kolom kaku
nilainya saling mendekati atau sama Untuk itu satu faktor reduksi
sebesar 08τb dipakai bersama untuk semua nilai kelangsingan
batang (SNI 1729 2015 C23(1)) (Dewobroto 2015)
Faktor τb mirip dengan reduksi kekakuan inelastis kolom akibat hilangnya
kekakuan batang Untuk kondisi Pr le 05Py dimana Pr= adalah gaya tekan
perlu hasil kombinasi LRFD
τb = 1
Jika gaya tekannya besar yaitu Pr gt 05Py maka
τb = 4 [ 1 - ]
Pemakaian reduksi kekakuan hanya berlaku untuk memperhitungkan
kondisi batas kekuatan dan stabilitas struktur baja dan tidak digunakan pada
perhitungan drift (pergeseran) lendutan vibrasi dan penentuan periode
getar Untuk kemudahan pada kasus τb = 1 reduksi EI dan EA dapat
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
78
diberikan dengan cara memodifikasi nilai E dalam analisis Tetapi jika
komputer program bekerja semi otomatis perlu diperhatikan bahwa reduksi
E hanya diterapkan pada 2nd order analysis Adapun nilai modulus elastis
untuk perhitungan kuat nominal penampang tidak boleh dikurangi seperti
misal saat perhitungan tekuk torsi lateral pada balok tanpa tumpuan lateral
(Dewobroto 2015) Bebanan notional dapat juga dipakai untuk antisipasi
pelemahan kekakuan lentur τb akibat kondisi inelastic adanya tegangan
residu Strategi ini cocok untuk menyederhanakan perhitungan DAM pada
batang dengan gaya tekan besar αPr gt 05Py dimana nilai τb lt 10 Jika
strategi ini akan dipakai maka τb = 10 dan diberikan beban notional
tambahan sebesar
Ni = 0001 α Yi
Dimana
α = 16 untuk metode tegangan izin dan 10 untuk metode ultimit
Ni = Beban notional yang digunakan pada level i
Yi = Beban grafitasi yang digunakan pada level i
Beban tersebut diberikan sekaligus bersama beban notional yang
merepresentasikan cacat geometri bawaan (initial imperfection) karena
sifatnya memperbesar maka beban notional akhir menjadi Ni=0003Yi
sedangkan τb = 10 untuk semua kombinasi beban (Dewobroto 2015)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
79
BAB III
METODE PENELITIAN
31 Persiapan
Tahap ini merupakan rangkaian kegiatan sebelum melakukan pengumpulan
dan pengolahan data Tahap ini meliputi kegiatan-kegiatan sebagai berikut
1 Menentukan judul Tugas Akhir
2 Pembuatan proposal Tugas Akhir
3 Studi pustaka terhadap materi sebagai garis besar
32 Bagan Alir
MULAI
PENGUMPULAN DATA
STUDI LITERATUR
TAHAP DESAIN DATA
Perhitungan beban mati
Perhitungan beban hidup
Perhitungan beban angin
Perhitungan beban gempa
PENGOLAHAN DATA
A Pradimensi dan kontrol struktur sekunder B Analisa struktur primer dengan bantuan etabs 2015
(efek P-∆ dan P-δ) dan kontrol manual C Disain sambungan balok kolom dan sambungan
balok balok
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
80
Gambar 31 Diagram Alir Penelitian
321 Mulai
322 Pengumpulan Data
Pengumpulan data data yang di gunakan dalam perencanaan struktur baja
seperti profil yang di gunakan kuat tarik baja yang tersedia dan kuat tekan beton
rencana
323 Studi Literatur
Studi literatur bermula dari pengumpulan teori-teori yang berhubungan
dengan disain baja dan system rangka baja pemikul momen khusus Selain itu
dikumpulkan juga data-data yang berhubungan dengan tugas akhir ini seperti data
pembebanan gedung yang diambil dari peraturan pembebanan untuk gedung 1983
HASIL DAN PEMBAHASAN
Dimensi struktur sekunder Dimensi struktur primer Rencana Sambungan
SELESAI
KESIMPULAN DAN SARAN
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
81
dan rumus-rumus yang akan digunakan dalam perhitungan berdasarkan metode
Load and Resistance Factor Design (LRFD)
324 Tahap Desain Data
Pada tahap desain data hal pertama yang dikerjakan adalah menghitung
pembebanan pada struktur sekunder Perhitungan pembebanan berdasarkan
PPURG 1983 Beban-beban yang bekerja hanya beban mati dan beban hidup
Struktur sekunder meliputi pelar metal deck pelat baja gording dan tangga
Setelah perhitungan pembebanan selesai tahap selanjutnya adalah
melakukan pradimensi ketebalan pada pelat dan pradimensi profil pada gording dan
tangga Kemudian hasil pradimensi akan dikontrol apakah dimensi yang di
asumsikan sudah memenuhi syarat atau belum sesuai dengan besarnya gaya-gaya
dalam yang bekerja pada masing masing struktur sekunder tersebut Jika sudah
memenuhi syarat maka reaksi dari masing masing struktur sekunder tersebut akan
di jadikan beban pada struktur primer Struktur primer yang sudah di pradimensi
akan di analisa dengan menggunakan kombinasi kombinasi beban mati beban hidup
dan beban gempa dengan bantuan software etabs 2015 Selanjutkan output dari
etabs berupa momen lentur gaya lintang dan gaya normal pada masing masing
balok dan kolom akan di kontrol secara manual dengan metode LRFD yang
mengacu kepada SNI 1729 2015
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
82
325 Pengolahan Data
325a Analisa Struktur Manual Dengan Metode LRFD
Pada tahap analisa struktur manual dengan metode LRFD bagian yang akan
dianalisa adalah mengontrol momen lentur dan gaya geser yang terjadi pada balok
komposit Pada kolom di kontrol kombinasi gaya tekan dan lentur dua arah serta
gaya geser Lalu selanjutnya adalah melakukan kontrol terhadap pradimensi apakah
sudah memenuhi syarat atau belum
325b Analisa sambungan balok kolom
Analisa sambungan dilakukan untuk mendapatkan jumlah baut tebal pelat
penyambung tebal las pada Balok dan kolom analisa sambungan pemikul momen
menggunakan momen plastis penampang sebagai momen ultimit sehingga
kekuatan sambungan sama dengan atau lebih besar dari kekuatan profil sedangkan
pada sambungan sendi digunakan gaya geser ultimate sebagai gaya geser rencana
326 Hasil dan Pembahasan
Dimensi struktur sekunder dan dimensi struktur primer yang memenuhi
syarat keamanan dan kenyamanan Rekapitulasi stress ratio pada balok komposit
dan kolom yang ada di struktur primer Stress ratio sendiri adalah perbandingan
gaya terfaktor dibagi dengan gaya terkoreksi yang artinya jika stress ratio lebih
besar dari satu (1) maka struktur dinyatakan tidak memenuhi syarat keamanan
327 Kesimpulan dan Saran
328 Selesai
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
83
BAB IV
HASIL DAN PEMBAHASAN
41 Disain Struktur Sekunder
411 Pelat Floor deck
Gambar 41 Tributari area elevasi +580 m
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat sendiri pelat 012 x 1 x 2400 = 288 kgm
Berat spesi 002 x 1 x 2100 = 42 kgm
Berat keramik 001 x 1 x 2400 = 24 kgm +
qdl = 354 kgm
2 Beban hidup (life load)
Berdasarkan PPPURG 1987 beban hidup untuk lantai pabrik 400 kgm2
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
84
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 354 = 4956 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 354 + 16 x 400 = 10648 kgm
sehingga digunakan qu = 10648 kgm
B Dimensi Floor Deck
Berdasarkan SNI ndash 03 ndash 2847 ndash 2002 pasal 103 didapat momen positif
maximum untuk pelat satu arah adalah
Gambar 42 Distribusi momen untuk pelat satu arah
=
=
= 30422 kg m
Dicoba smartdeck BMT 07 mm
Gambar 43 Diagram tegangan momen kopel (positif) floor deck
d = h ndash c = 120 ndash 255 = 945 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
85
a =
=
= 239867 mm
ϕMn = 08 As fy ( d- )
ϕMn = 08 x 92676 x 550 ( 945 -
)
ϕMn = 33644 kg m gt Mu = 30422 kg m ( OK )
C Dimensi Wiremesh
Berdasarkan SNI ndash 03 ndash 2847 ndash 2002 pasal 103 didapat momen negatif
maximum untuk pelat satu arah adalah
=
=
= 42592 kg m
Dicoba wiremesh M-8 ( AST = 33493 mm2 )
Gambar 44 Diagram tegangan momen kopel (negatif) floor deck
d = h - selimut ndash 05 ϕ = 120 ndash 20 ndash 05 x 8 = 96
a =
=
= 1083 mm
ϕMn = 08 As fy ( d- )
ϕMn = 08 x 33493 x 400 ( 96 -
)
ϕMn = 970955 kg m gt Mu = 42592 kg m ( OK )
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
86
412 Balok Anak Pelat Floor Deck
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat floof deck = 2 x 354 = 708 kgm
Berat WF 300 x 150 x 55 x 8 = 32 = 32 kgm +
qdl = 740 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup pelat = 2 x 400 = 800 kgm
qll = 800 kgm
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 740 = 1036 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 740 + 16 x 800 = 2168 kgm
sehingga digunakan qu = 2168 kgm
B Momen ultimate
MMAX = qu l2
MMAX = 2168 x 82
MMAX = 17344 kg m
C Kontrol momen
- menentukan lebar efektif pelat beton
1 be lt
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
87
be lt
be lt 1
2 be lt bo
be lt 1
sehingga digunakan be = 1 meter
akibat adanya lubang pada floor deck maka digunakan bekivalen
bekivalen =
=
= 810 mm
- Menentukan nilai n
Ebeton = 4700 = 4700 radic25 = 23500
Ebaja = 200000
n = = = 851
- Menentukan lebar transformasi penampang beton
=
= 951 cm
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Pelat Beton 11412 6 68472 Floor Deck 1867 945 17643 Profil WF 3766 245 92267
sum 17045 sum 178382
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
88
ẏ = sum
sum =
= 1046 cm
Titik berat berada di pelat beton
a =
=
= 4938 mm
d1 = 05hprofil + tpelat = 125 + 120 = 245 mm
d2 = hprofil ndash ċ = 120 ndash 1713 = 10287
ϕMn = 09 As fy ( d1- )
ϕMn = 09 x [ 3766 x 240 x ( 245 -
) +118843 550 ( 10287 -
) ]
ϕMn = 1792124 + 102396
ϕMn = 189452 kg m gt Mu = 17344 kg m ( OK )
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
89
D Dimensi Penghubung Geser (Shear Conector)
Gaya horizontal akibat aksi komposit penuh
Vh = 085 a b = 085 x 4938 x 1000 x 25 = 1049325 N
Digunakan Stud connector ⅝rdquo luas satu buah stud connector adalah
Asc = d2 = 158752 =19801 mm2
Kuat geser satu buah shear connector
Qn = 05 Asc lt Rg Rp Asc fu
Qn = 05 x 19801 x radic25 23500 lt 085 x 075 x 19801 x 550
Qn = 7588676 N lt 69427
Jumlah shear connector yang di butuhkan
N = = = 151 ~ 16 buah untuk setengah bentang
Total kebutuhan shear connector adalah 32 buah untuk semua bentang Jika
dipasang dua buah shear connector pada setiap penampang melintang maka
jarak shear connector adalah
S = = 500 mm
Smin = 6d = 6 x 15875 = 9525 mm
Smax = 8t = 8 x 120 = 960 mm
Strans = 4d = 4 x 15875 = 635 mm
Sehingga digunakan shear connector 2 x (⅝rdquo x 65 cm) dengan jarak 20 cm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
90
E Kontrol Geser
Menghitung gaya geser ultimate
Vu = qu l = x 2168 x 8 = 8672 kg
Menghitung gaya geser nominal
ϕVn = 09 (06 fy) h tw
ϕVn = 09 x 06 x 240 x 264 x 55
ϕVn = 20243 kg gt Vu = 8672 kg (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
91
413 Pelat Chekered
Gambar 45 Tributari area elevasi +1070 m
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat pelat 45 mm = 00045 x 1 x 7850 = 35325 kgm
2 Beban hidup (life load)
Berdasarkan PPPURG 1987 beban hidup untuk lantai pabrik 400 kgm2
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 35325 = 49455 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 35325 + 16 x 400 = 68239 kgm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
92
sehingga digunakan qu = 68239 kgm
B Momen Maximum
Berdasarkan SNI ndash 03 ndash 2847 ndash 2002 pasal 103 didapat momen maximum
untuk pelat satu arah adalah
Gambar 46 Distribusi momen untuk pelat satu arah
=
=
= 2557 kg m
C Momen Nominal
ϕMn = 09 zx fy
= 09 x ( b d2 ) x fy
= 09 x ( 1000 x 452 ) x 240
= 10935 kg m gt Mu = 2557 kg m OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
93
414 Siku Pengaku Pelat Lantai Chekred
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat pelat 45 mm = 00045 x 06 x 7850 = 21195 kgm
Berat L 70 x 70 x 6 = 638 = 638 kgm +
= 27575 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup pelat = 06 x 400 = 240 kgm
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 27575 = 35805 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 27575 + 16 x 240 = 41469 kgm
sehingga digunakan qu = 41469 kgm
B Momen Maximum
=
=
= 7465 kg m
C Momen Nominal
My = sx fy
= 7330 x 240
= 17592 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
94
Me =
=
= 13524 kg m
Me gt My
Mn = [ 192 ndash 117 ] Me lt 15 My
= [ 192 ndash 117
] My lt 15 My
= 1498 My lt 15 My
ϕMn = 09 x 1498 x My
= 09 x 1498 x 17592
= 23717 kg m gt Mu = 7465 kg m OK
C Geser Nominal
lt 11
lt 11
1 lt 34785 ~gt cv = 1
ϕVn = 09 06 Aw fy cv
= 09 x 06 x 70 x 7 x 240 x 1
= 63504 kg gt Vu = (05 x l x qu = 2488 kg)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
95
415 Balok Anak Pelat Chekered
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat L 70 x 70 x 6 = 638 x 12 x 13 = 99528 kg
Berat ekivalen siku = =
= 12441 kgm
Berat pelat 45 mm = 00045 x 12 x 7850 = 42390 kgm
Berat WF 200 x 150 x 6 x 9 = 30600 = 30600 kgm
Berat L 70 x 70 x 6 = 12441 = 12441 kgm +
= 85431 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup pelat = 12 x 400 = 480 kgm
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 85431 = 11960 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 76131 + 16 x 480 = 87052 kgm
sehingga digunakan qu = 87052 kgm
B Momen Maximum
=
=
= 696414 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
96
C Menentukan momen nominal
Lp = = radic
36 = 18357 cm
L lt Lp
Mp = zx fy
= [(btf(h-tf)) + 05(h-2tf)2tw)] fy
= [(150 x 9 x (200 ndash 9)) + 05(200 ndash 2 x 9)2 x 6)] x 240
= 857332 kg m
ϕMn = 09 Mp
= 09 x 857332
= 771599 kg m gt Mu = 696414 kg m OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
97
416 Gording
Gambar 47 Rencana atap elevasi +1250 m dan +3550 m
Jarak antara Gording = 14 meter
Panjang gording = 6 meter
Sudut kemiringan atap = 10o
Berat atap (BMT 045) = 657 kgm2
Isolation rockwool = 25 kgm2
Profil gording = CNP 150 x 50 x 20 x 32 = 7 kgm
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat isolation rockwool = 14 x 25 = 35 kgm
Berat atap = 14 x 657 = 92 kgm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
98
Berat gording = 70 = 70 kgm +
qdl = 512 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup di tengah gording = 100 kg
3 Beban angin
Gambar 48 Kecepatan angin
Kecepatan angin maximum adalah 35 KNOT yaitu 6482 kmjam ( 18 ms )
P = = = 2026 kgm2
Tekanan angin minimum di laut dan di tepi laut sampai sejauh 5 km dari pantai
diambil minimum 40 kgm2 Sehingga digunakan tekanan angin 40 kgm2
Koefisien angin tekan = 002α - 04 = 002 (10) - 04 = - 02
Koefisien angin hisap = - 04
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
99
qtekan = -02 x 40 = 8 kgm2
qhisap = -04 x 70 = 16 kgm2
B Menghitung momen momen pada gording
1 akibat beban mati
Mx = qdl cosα = 512 x cos10 x 62 = 226899 kg m
My = qdl sinα = 512 x sin10 x 22 = 445 kg m
2 akibat beban hidup
Mx = P cosα lx = 100 x cos10 x 6 = 147721 kg m
My = P sinα ly = 100 x sin10 x 2 = 8682 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
100
3 akibat beban angin
Mtekan = qwl = (-8) x cos10 x 62 = -3545 kg m
Mhisap = qwl = (-16) x sin10 x 62 = -709 kg m
No Kombinasi Beban Sumbu x Sumbu y 1 14 DL 3176586 623 2 12 DL + 05La 3461393 9681 3 12 DL + 16 La 5086324 192312 4 12 DL + 13 W + 05La 4465911 -188234 5 12 DL + 16 La + 08 W 4802724 -374888 6 09 DL + 13 W 2261938 -8683
Sehingga didapat momen maximum adalah
Mx = 508632 kg m
My = 19231 kg m
C Menentukan momen nominal
Lp = = radic
181 = 92 cm
J = [ 2b + h ]
= [ 2 x 50 x 323 + 150 x 323 ]
= 2730 6667 mm
Cw = [
]
=
[
]
= 750 x 106
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
101
=
=
= 11512931
= 4 2
= 4
]2
= 3141 x 10-4
=
1 1
=
1 1 3141 10 240 70
= 25044 cm
Lp lt L lt Lr
Mp = zx fy
= [(btf(h-tf)) + 05(h-2tf)2tw)] fy
= [(50 x 32 x (150 ndash 32)) + 05(150 ndash 2 x 32)2 x 32)] x 240
= 95963 kg m
Mr = Sx fr
= 37400 x (240 ndash 70)
= 6358 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
102
ϕMnx = 09 ( Mp ndash ( Mp- Mr)
)
= 09 ( 95963 ndash (95963 ndash 6358)
)
= 66984 kg m gt Mu = 508632 kg m OK
ϕMny = 09 Sy fy
= 09 x 8200 x 240
= 17712 kg m gt Mu = 19231 kg m OK
kontrol syarat momen lentur
+ lt 10
+
lt 10
0867 lt 10 OK
D Lendutan
=
+
=
+
= 15194 + 7913
= 23107 mm
=
+
=
+
= 0331 + 0516
= 0846 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
103
δ =
= 23107 0846
= 23122 mm
δizin = = = 25 mm gt δ = 23112 mm OK
417 Sagrod (Batang Tarik)
Gambar 49 Rencana sagrod
Rencana digunakan sagrod Oslash 10 mm
A Beban yang bekerja
1 Beban mati
- Gording luar
Berat atap = 2 x 14 x 657 x sin 10o = 31944 kg
Berat gording = 2 x 7 x sin 10o = 24310 kg +
sum = 56254 kg
- Gording dalam
Berat atap = 2 x 14 x 657 x sin 10o = 31944 kg
Berat gording = 2 x 7 x sin 10o = 24310 kg
Isolation rockwoll = 2 x 14 x 25 x sin 10o = 121553 kg +
sum = 177807 kg
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
104
2 Beban hidup
- Gording luar
Beban tak terduga = 200 x sin 10o = 347296 kg
- Gording dalam
Beban tak terduga = 100 x sin 10o = 173648 kg
B Gaya ultimate pada sagrod
PDL = Gording Luar + 10 Gording Dalam + Berat sagrod
= 56254 + (10 x 177807) + (0617 x 14)
= 1920704 kg
PLL = Gording Luar + 10 Gording Dalam
= 347296 + (10 x 173648)
= 2083776 kg
Kombinasi Pu kg
14 DL 288899
12DL + 16LL 563888
Digunakan 2 buah sagrod sehingga Pu sagrod adalah 5638882 = 281944 kg
C Menentukan Gaya Nominal Sagrod
Kekuatan leleh tarik pada penampang bruto
ϕPn = 09Asfy
= 09 x 785 x 240
= 16955 kg
Kekuatan tarik pada penampang netto
ϕPn = 075Asfu
= 075 x (09 x 785) x 370
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
105
= 19605 kg
Sehingga ʹϕPn yang digunakan adalah 16955 kg
Stress ratio = =
= 017 lt 1 OK
418 Ikatan Angin
Ikatan angin akan didisain menggunakan besi beton karena kelangsingan besi
beton sangat kecil maka batang hanya didisain terhadap tarik
Gambar 410 Tributri area ikatan angin
Dicoba menggunakan ikatan angin Oslash 22 mm
Data data geometri
x = 12 tanα = 12 tan 10o = 21159 m
h1 = 71 + x = 71 + 21159 = 92159 m
β
60925 60925 60925 60925
60000
60000 60000 60000 60000
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
106
h2 = 71 + 075x = 71 + 15869 = 86869 m
h3 = 71 + 025x = 71 + 05289 = 76289 m
tan β =
= 09848 β = 445617o
sin β = 07016
cos β = 07126
Koefisien angin C = 09
F1 = CPa λ
= 09 x 40 x 6 x
= 193350 kg
F2 = CPa λ
= 09 x 40 x 6 x
= 176210 kg
F3 = CPa λ
= 09 x 40 x 6 x
= 159072 kg
R = 05F1 + F2 + F3 = 96675 + 176210 + 159072 = 431957 kg
A Gaya Ultimate Pada Ikatan Angin
Gaya batang akan dihitung dengan menggunakan analisa keseimbangan titik
buhul
- Titik A
sumV = 0 sum H = 0
R + S1 = 0 H1 = 0
S1 = - R
S1 = - 431957 kg
- Titik B
sumV = 0 sum H = 0
F3 + S1 + D1sinβ = 0 H2 + D1cosβ = 0
D1 = -
H2 = - D1cosβ
R
S1
H1
H2
S1
F3
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
107
S1
D1 = -
H2 = - 388946 x 07124
D1 = 388946 kg H2 = - 277085 kg
- Titik C
sumV = 0 sum H = 0
S2 + D1sinβ = 0 H3 ndash H1 - D1cosβ = 0
S2 = - D1sinβ H3 = 0 + D1cosβ
S2 = - 388946 x 07016 H3 = 388946 x 07124
S2 = - 272885 kg H2 = 277085 kg
- Titik D
sumV = 0
F2 + S2+ D2sinβ = 0
D2 = -
D2 = -
D2 = 137792 kg
Gaya batang maximum pada ikatan angin 388946 kg
Pu = 16 WL = 16 x 388946 = 622314 kg
B Gaya Nominal Ikatan Angin
Kekuatan leleh tarik pada penampang bruto
ϕPn = 09Asfy
= 09 x 3801 x 240
= 821016 kg
Kekuatan tarik pada penampang netto
ϕPn = 075Asfu
= 075 x (09 x 3801) x 370
= 949299 kg
H3 H1
S2
F2
H2 H4
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
108
Sehingga ʹϕPn yang digunakan adalah 821016 kg
Stress ratio = =
= 076 lt 1 OK
419 Tangga
Gambar 411 Rencana tangga
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Pipa 15rdquo 36 x [ (2x4942) + (8x1) + (4x03)] = 687 kg
Pipa 1rdquo = 18 x [ (4x4942) + (8x03)] = 399 kg
Pelat 45 mm = 35325 x 03 x 1 x 16 = 1696 kg +
= 27816 kg
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
109
= =
= 56285 kgm
Digunakan profil UNP 200 x 80 x 75 x 11
= +
= 56285 + 246
= 80885 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup tangga = 400 kgm
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 80885 = 113239 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 80885 + 16 x 400 = 737062 kgm
sehingga digunakan qu = 737062 kgm untuk 2 profil kanal beban untuk 1
profil kanal adalah = 368521 kgm
B Momen maximum
Mu = q = 368521 x 4942 = 11251 kg m
C Momen nominal
Lp = = radic
238 = 121366 cm
b = b ndash 05tw
= 80 ndash (05 x 75)
= 7625 mm
h = h - tf
= 200 - 11
= 189 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
110
J = [ 2brsquo + hrsquo ]
= [ 2 x 7625 x 113 + 189 x 753 ]
= 94237291 mm
Cw = [
]
=
[
]
=
[
]
= 120 x 108
=
=
= 2474747
= 4 2
= 4
]2
= 18143 x 10-5
=
1 1
=
1 1 18143 10 240 70
= 51792 cm
Lp lt L lt Lr
Mp = zx fy
= [(btf(h-tf)) + 05(h-2tf)2tw)] fy
= [(80 x 11 x (200 ndash 11)) + 05(200 ndash 2 x 11)2 x 75)] x 240
= 684324 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
111
Mr = sx fr
= 195000 x (240 ndash 70)
= 3315 kg m
ϕMnx = 09 ( Mp ndash ( Mp- Mr)
)
= 09 ( 684324 ndash (684324 ndash 3315)
)
= 352568 kg m gt Mu = 11251 kg m OK
42 Disain Struktur Primer
421 Beban beban yang bekerja
4211 Beban gravitasi
a Beban pada floor deck
- Beban mati tambahan (dead load)
Berat spesi 002 x 1 x 2100 = 42 kgm
Berat keramik 001 x 1 x 2400 = 24 kgm +
qdl = 66 kgm
adapun berat sendiri profil dihitung dengan software etabs 2015
- Beban hidup (life load)
Berdasarkan PPPURG 1987
Beban hidup rencana untuk lantai pabrik = 400 kgm2
Koefisien reduksi untuk perencanaan balok induk = 100
Koefisien reduksi untuk peninjauan terhadap masa gempa = 090
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
112
b Beban pada lantai chekered plate
- Beban mati tambahan (dead load)
Berat per 6 meter luas L 70 x 70 x 6 = 638 x 6 x 9 = 34452 kg
Berat ekivalen siku = =
= 957 kgm
- Beban hidup (life load)
Berdasarkan PPPURG 1987
Beban hidup rencana untuk lantai pabrik = 400 kgm2
Koefisien reduksi untuk perencanaan balok induk = 100
Koefisien reduksi untuk peninjauan terhadap masa gempa = 090
4212 Beban angin
- Dinding vertical
Di pihak angin = + 09 x 40 = + 36 kgm2
Di belakang angin = - 04 x 40 = - 16 kgm2
- Atap segi-tiga dengan sudut kemiringan α 10o
Koefisien angin tekan = 002α - 04 = 002 (10) - 04 = - 02
Koefisien angin hisap = - 04
qtekan = -02 x 40 = -8 kgm2
qhisap = -04 x 70 = -16 kgm2
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
113
4213 Beban gempa
Jenis pemamfaatan bangunan = Pabrik (kategori risiko II tabel 27)
Faktor keutamaan gempa Ie = 1 (tabel 28)
Ss = 05g
S1 = 03g
Jenis tanah = Keras (kelas C)
Fa = 12 ( tabel 211 dengan input Ss = 05 )
Fs = 15 ( tabel 212 dengan input S1 = 03 )
SDS = Fa Ss = 12 05 = 040
SD1 = FV S1 = 15 03 = 030
Gambar 412 Respon spectra rencana
Berdasarkan SDS gedung berada di kategori risiko C ( tabel 213 )
Berdasarkan SD1 gedung berada di kategori risiko D ( tabel 214 )
00000
00500
01000
01500
02000
02500
03000
03500
04000
04500
0000 1000 2000 3000 4000 5000
S
T
MEDAN TANAH KERAST S
0000 01600
0075 02800
0113 03400
0150 04000
0750 04000
0750 04000
0830 03614
3070 00977
3310 00906
3550 00845
4030 00744
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
114
Sehingga bangunan akan direncanakan dengan kategori risiko D yaitu sistem
rangka baja pemikul momen khusus Adapun nilai koefisien modifikasi respons
(R) faktor kuat lebih (Ω) dan faktor pembesaran defleksi (cd) adalah
Koefisien modifikasi respons (R) = 8
Faktor kuat lebih (Ω) = 3
Faktor pembesaran defleksi (cd) = 55
1 Gaya gempa statik ekivalen
- Menentukan T
- Ta = Ct -gt Ct = 0724 x = 08 ( tabel 213 )
= 00724 x 37614
= 1318 detik
Tmax = Cu Ta -gt Cu = 14 ( tabel 214 )
= 14 1318
= 1845 detik
Tc = Tx 3438 Ty -3231
Sehingga digunakan T = 1845
- Menentukan nilai C
Cmin = 0044 SDS I gt 001
= 0044 040 1 gt 001
= 00176
Cs = =
= 005
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
115
Cs = =
= 0020
Sehingga digunakan Cs = 0020
- Menentukan berat struktur
Beban mati
Tabel 41 Beban mati struktur (rangka)
Tabel 42 Beban mati struktur (Atap partisi diafragma dll)
Sehingga beban mati total struktur adalah 46021142 kg
Adapun beban hidup total permeter luas adalah 09 x 400 = 360 kgm2
No Jenis Beban Sendiri q kgm L m W Kg
1 H 350 X 350 X 12 X 19 13700 42813 5865313
2 H 300 X 300 X 10 X 15 9400 16583 1558785
3 IWF 300 X 150 X 65 X 9 3670 192448 7062838
4 IWF 350 X 175 X 7 X 11 4960 26850 1331760
5 IWF 250 X 125 X 6 X 9 2960 16455 487059
6 IWF 200 X 200 X 8 X 12 4990 4640 231536
7 IWF 200 X 100 X 55 X 8 2130 135712 2890659
8 CNP 700 85280 596960
9 Sagrod 062 29242 18042
10 Ikatan angin 298 23758 70894
sum 20113845
No Jenis Beban Sendiri q kgm2 A m2 W Kg
1 Floor deck 28800 52636 15159168
2 Chekered plate 45 mm 4777 184206 8798611
3 Clading 446 2200 9812
4 Spandek 498 64700 322206
5 Isolation Rockwool 2500 64700 1617500
sum 25907297
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
116
Tabel 43 Beban hidup struktur
No Beban Hidup q kgm2 A m2 W Kg
1 Floor deck 36000 52636 18948960
2 Chekered plate 45 mm 36000 184206 66314244
sum 85263204
Sehingga berat struktur adalah
WT = WDL + WLL
= 25907297 + 85263204
= 131284346 kg
- Menentukan gaya geser dasar
V = Cs WT
= 0020 131284346
= 2668381 kg
2 Analisis spectrum respons ragam
- Kontrol partisipasi massa ragam
Tabel 44 Waktu getar alami dan partisipasi massa
Case ModePeriod Selisih Waktu
Getar Alami Sum UX Sum UY Sum UZ
sec
Modal 1 3438 870 06918 00161 00022
Modal 2 3139 1911 07121 06293 00025
Modal 3 2539 666 07818 06293 00028
Modal 4 237 1139 0782 06297 00032
Modal 5 21 3948 0782 07018 00037
Modal 6 1271 582 0786 07024 00065
Modal 7 1197 635 09305 07037 00066
Modal 8 1121 660 09308 07038 00084
Modal 9 1047 669 09308 07057 00086
Modal 10 0977 379 09311 07792 00088
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
117
Tabel 44 Waktu getar alami dan partisipasi massa (lanjutan)
Case ModePeriod Selisih Waktu
Getar Alami Sum UX Sum UY Sum UZ
sec
Modal 11 094 1649 09318 08848 00096
Modal 12 0785 382 09332 08849 00099
Modal 13 0755 252 0959 08885 00099
Modal 14 0736 095 09612 09008 00117
Modal 15 0729 727 09627 09114 00125
Modal 16 0676 459 09751 09119 00125
Modal 17 0645 698 09799 09121 00125
Analisa modal pada software etabs 2015 menunjukan bahwa
perbedaan waktu getar sangat sedikit sehingga untuk selanjutnya digunakan
metoda kombinasi kuadrat lengkap (CQC) Pada mode ke 7 partisipasi
massa pada UX sudah mencapai 93 dan pada mode ke 14 partisipasi
massa pada UY sudah mencapai 90 sehingga sudah memenuhi syarat
minimal (90)
- Kontrol base reaction
Tabel 45 Base Reaction
Load CaseCombo
FX FY FZ
KN KN KN
RS U1 Max 2366839 325487 10303
RS U2 Max 290655 2367369 22637
085 VStatik gt VDinamik
085 2668381 gt 2367369
226812 lt 2367369 (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
118
4214 Beban notional
Untuk struktur yang menahan beban gravitasi terutama melalui kolom dinding
atau portal vertikal nominal diijinkan menggunakan beban notional untuk mewakili
efek ketidaksempurnaan awal Beban notional harus digunakan sebagai beban
lateral pada semua levelbeban national di hitung otomatis dari program ETABS
2015 dengan nominal 0002 α Yi untuk mewakili ketidaksempurnaan awal dan
0001 α Yi untuk kekakuan lentur sehingga
Ni = 0003 α Yi
Gambar 413 Beban notional pada etabs 2015
Beban tersebut di distribusikan arah orthogonal baik untuk beban grafitasi beban
hidup maupun beban grafitasi akibat beban mati
422 Kombinasi beban
Struktur akan didisain dengan gempa termasuk gaya seismic vertikal dan
faktor redundansi Gaya seismic vertikal adalah
Ev = 02 SDS DL
= 02 040 DL
= 008 DL
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
119
Faktor redundansi untuk kategori desain seismik DE dan F adalah 13 sehingga
kombinasi pembebanan menjadi
1 14D
2 12D + 16L + 05(Lr atau R)
3 12D + 16(Lr atau R) + (L atau 05W)
4 12D + 10 W + L + 05(Lr atau R)
5 12D + 10 E + L -gt 13D + 13E + L
6 09D + 10 W
7 09D + 10 E -gt 08D + 13E
423 Kontrol Driff
Tabel 46 Simpangan antar lantai akibat gempa X
Elevasi h SUMBU X SUMBU Y ∆IZIN KETERANGAN
m mm δse (mm) δx (mm) ∆x (mm) δse (mm) δy (mm) ∆y (mm) mm
355 4100 80 440 2585 15 825 385 82 OK
314 3000 753 41415 2035 143 7865 33 60 OK
284 3000 716 3938 2695 137 7535 275 60 OK
254 3000 667 36685 363 132 726 33 60 OK
224 3000 601 33055 4345 126 693 44 60 OK
194 3000 522 2871 4565 118 649 495 60 OK
164 2650 439 24145 3905 109 5995 66 53 OK
1375 3050 368 2024 407 97 5335 1155 61 OK
107 4900 294 1617 7535 76 418 253 98 OK
58 5800 157 8635 8635 3 165 165 116 OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
120
Gambar 414 Grafik simpangan antar lantai VS elevasi akibat gempa - X
Tabel 47 Simpangan antar lantai akibat gempa Y
Elevasi h SUMBU X SUMBU Y ∆IZIN KETERANGAN
m mm δse (mm) δx (mm) ∆x (mm) δse (mm) δy (mm) ∆y (mm) mm
355 4100 398 742 35 742 4081 1925 82 OK
314 3000 371 707 27 707 38885 1485 60 OK
284 3000 35 68 3 68 374 165 60 OK
254 3000 324 65 43 65 3575 2365 60 OK
224 3000 288 607 56 607 33385 308 60 OK
194 3000 246 551 68 551 30305 374 60 OK
164 2650 201 483 68 483 26565 374 53 OK
1375 3050 164 415 92 415 22825 506 61 OK
107 4900 127 323 182 323 17765 80 98 OK
58 5800 62 141 141 141 9765 9765 116 OK
0
5
10
15
20
25
30
35
40
0 20 40 60 80 100 120 140
ELEV
ASI
STORY DRIFT
GRAFIK STORY DRIFT vs ELEVASI
DRIFT X
DRIFT Y
DRIFT IZIN
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
121
Gambar 415 Grafik simpangan antar lantai VS elevasi akibat gempa - Y
424 Kontrol Profil
4241 Kolom 350 x 350 x 12 x 19 ( A = 1739 cm2 )
Ix = 40300 cm4 Zx = 24931
Iy = 13600 cm4 Zy = 11749
Sx = 2300 cm3 Lp = 449 m
Sy = 776 cm3 Lr = 1718 m
rx = 152 cm Mp = 5983 KN m
ry = 884 cm Mr = 391 KN m
Panjang tidak terkekang lateral = 58 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
0
5
10
15
20
25
30
35
40
0 20 40 60 80 100 120 140
ELEV
ASI
STORY DRIFT
GRAFIK STORY DRIFT vs ELEVASI
DRIFT X
DRIFT Y
DRIFT IZIN
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
122
a Kapasitas kolom terhadap tekan
λ = lt 471
=
lt 471
= 65611 lt 13797
fe =
=
= 45890 MPa
lt 225
lt 225
0522 lt 225
Sehingga tegangan keritis adalah
fcr = 0658 fy
= 0658 240
= 19698 MPa
ϕPn = 09 fcr A
= 09 19698 17390
= 308307 KN
b Kapasitas kolom terhadap momen sumbu x
L = 58 m
Lp = 449 m
Lr = 1718 m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
123
didapat Lp lt L lt Lr sehingga momen ultimate adalah
Mn = Cb [Mp ndash ( Mp- Mr)
]
= 1 [5983 - (5983 ndash 391)
]
= 57694 KN m
ϕ Mn = 09 57694
= 51924 KN m
c Kapasitas kolom terhadap momen sumbu y
ϕ Mn = 09 Zy fy
= 09 11749 240
= 25377 KN m
Tabel 48 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 350 x 350 x 12 x 19
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
14DL 0 -50108 -439 -693 PuϕPn lt 02 0114
14DL 275 -49599 076 340 PuϕPn lt 02 0092
14DL 55 -49090 565 1356 PuϕPn lt 02 013
12DL + 16LL 0 -234590 -1264 -1380 PuϕPn gt 02 0846
12DL + 16LL 275 -234153 104 786 PuϕPn gt 02 0794
12DL + 16LL 55 -233716 1360 2854 PuϕPn gt 02 0871
12DL + 16LL + 05WL-X 0 -237561 -1198 2174 PuϕPn gt 02 0867
12DL + 16LL + 05WL-X 275 -237124 116 2293 PuϕPn gt 02 083
12DL + 16LL + 05WL-X 55 -236688 1312 2004 PuϕPn gt 02 0865
12DL + 16LL + 05WL-Y 0 -234440 -2572 -1245 PuϕPn gt 02 0889
12DL + 16LL + 05WL-Y 275 -234003 -342 865 PuϕPn gt 02 0803
12DL + 16LL + 05WL-Y 55 -233567 2144 2857 PuϕPn gt 02 0898
12DL + LL + WL-X 0 -168693 -156 6011 PuϕPn gt 02 0668
12DL + LL + WL-X 275 -168257 257 3604 PuϕPn gt 02 0629
12DL + LL + WL-X 55 -167820 583 512 PuϕPn gt 02 0586
12DL + LL + WL-Y 0 -162386 -4668 -795 PuϕPn gt 02 0716
12DL + LL + WL-Y 275 -161949 -1059 776 PuϕPn gt 02 0588
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
124
Tabel 48 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 350 x 350 x 12 x 19 (lanjutan)
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
12DL + LL + WL-Y 55 -161513 3203 2242 PuϕPn gt 02 0686
13DL + LL + ρRS-X Max 0 -161904 5293 4622 PuϕPn gt 02 0802
13DL + LL + ρRS-X Max 275 -161431 1821 3150 PuϕPn gt 02 0653
13DL + LL + ρRS-X Max 55 -160958 5145 3377 PuϕPn gt 02 0772
13DL + LL + ρRS-X Min 0 -171412 -7624 -5979 PuϕPn gt 02 0938
13DL + LL + ρRS-X Min 275 -170939 -1731 -1543 PuϕPn gt 02 0654
13DL + LL + ρRS-X Min 55 -170466 -2792 1061 PuϕPn gt 02 0681
13DL + LL + ρRS-Y Max 0 -157108 2483 11576 PuϕPn gt 02 0806
13DL + LL + ρRS-Y Max 275 -156635 990 6117 PuϕPn gt 02 0659
13DL + LL + ρRS-Y Max 55 -156162 2686 4441 PuϕPn gt 02 0688
13DL + LL + ρRS-Y Min 0 -177929 -3506 -10847 PuϕPn gt 02 0899
13DL + LL + ρRS-Y Min 275 -177456 -609 -3714 PuϕPn gt 02 0673
13DL + LL + ρRS-Y Min 55 -176983 -1052 -492 PuϕPn gt 02 0632
09DL + WL-X 0 -38166 033 6660 PuϕPn lt 02 0193
09DL + WL-X 275 -37839 110 3230 PuϕPn lt 02 013
09DL + WL-X 55 -37511 161 -829 PuϕPn lt 02 0085
09DL + WLY 0 -31859 -4479 -146 PuϕPn lt 02 0233
09DL + WLY 275 -31532 -1205 402 PuϕPn lt 02 0108
09DL + WLY 55 -31204 2781 901 PuϕPn lt 02 0179
08DL + ρRS-X Max 0 -23960 6089 5031 PuϕPn lt 02 0377
08DL + ρRS-X Max 275 -23669 1794 2588 PuϕPn lt 02 016
08DL + ρRS-X Max 55 -23378 4359 1901 PuϕPn lt 02 0248
08DL + ρRS-X Min 0 -33468 -6828 -5570 PuϕPn lt 02 0432
08DL + ρRS-X Min 275 -33177 -1757 -2105 PuϕPn lt 02 0165
08DL + ρRS-X Min 55 -32886 -3578 -415 PuϕPn lt 02 0204
08DL + ρRS-Y Max 0 -18520 2830 11228 PuϕPn lt 02 0359
08DL + ρRS-Y Max 275 -18229 860 5259 PuϕPn lt 02 0166
08DL + ρRS-Y Max 55 -17938 2141 3132 PuϕPn lt 02 0175
08DL + ρRS-Y Min 0 -39341 -3159 -11196 PuϕPn lt 02 0406
08DL + ρRS-Y Min 275 -39050 -739 -4572 PuϕPn lt 02 0182
08DL + ρRS-Y Min 55 -38759 -1596 -1801 PuϕPn lt 02 0162
Stress ratio maximum adalah 0938 lt 1 OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
125
d Kapasitas kolom terhadap geser
Tabel 49 Resume gaya geser Kolom 350 x 350 x 12 x 19
V2 kN V3 kN
Vmax 18049 9887
Vmin -22158 -15602
- Kontrol terhadap geser sumbu x
ϕVn = 09 06 Aw fy
= 09 06 3744 240
= 48522 KN gt 22158 OK
- Kontrol terhadap geser sumbu y
ϕVn = 09 06 Af fy
= 09 06 12844 240
= 16645 KN gt 156 OK
4242 Kolom 300 x 300 x 10 x 15 ( A = 1198 cm2 )
Ix = 20400 cm4 Zx = 14647 cm3
Iy = 6750 cm4 Zy = 6817 cm3
Sx = 1360 cm3 Lp = 381 m
Sy = 450 cm3 Lr = 1376 m
rx = 131 cm Mp = 3515 KN m
ry = 751 cm Mr = 2312 KN m
Panjang tidak terkekang laterar = 3 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
126
a Kapasitas kolom terhadap tekan
λ = lt 471
=
lt 471
= 39947 lt 13797
fe =
=
= 123797 MPa
lt 225
lt 225
01938 lt 225
Sehingga tegangan keritis adalah
fcr = 0658 fy
= 0658 240
= 221295 MPa
ϕPn = 09 fcr A
= 09 221295 11980
= 2386003 KN
b Kapasitas kolom terhadap momen sumbu x
L = 3 m
Lp = 381 m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
127
didapat Lp gt L sehingga momen ultimate adalah
Mn = Mp
= 35152 KN m
ϕ Mn = 09 35152
= 319376 KN m
c Kapasitas kolom terhadap momen sumbu y
ϕ Mn = 09 Zy fy
= 09 6817 240
= 147247 KN m
Tabel 410 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 300 x 300 x 10 x 15
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
14DL 0 -12254 -884 -306 PuϕPn lt 02 0096
14DL 275 -12082 -141 072 PuϕPn lt 02 0038
14DL 55 -11910 605 449 PuϕPn lt 02 0081
12DL + 16LL 0 -53658 -6540 -1683 PuϕPn gt 02 0667
12DL + 16LL 275 -53510 -1187 515 PuϕPn gt 02 0311
12DL + 16LL 55 -53362 4228 2705 PuϕPn gt 02 0555
12DL + 16LL + 05WL-X 0 -53789 -6536 -1139 PuϕPn gt 02 0652
12DL + 16LL + 05WL-X 275 -53641 -1183 464 PuϕPn gt 02 031
12DL + 16LL + 05WL-X 55 -53494 4231 2060 PuϕPn gt 02 0538
12DL + 16LL + 05WL-Y 0 -54867 -7138 -1717 PuϕPn gt 02 071
12DL + 16LL + 05WL-Y 275 -54719 -1176 504 PuϕPn gt 02 0315
12DL + 16LL + 05WL-Y 55 -54572 4762 2715 PuϕPn gt 02 0593
12DL + LL + WL-X 0 -37583 -4262 -046 PuϕPn lt 02 037
12DL + LL + WL-X 275 -37435 -786 246 PuϕPn lt 02 014
12DL + LL + WL-X 55 -37287 2730 534 PuϕPn lt 02 0281
12DL + LL + WL-Y 0 -40160 -5753 -1248 PuϕPn lt 02 0515
12DL + LL + WL-Y 275 -40012 -752 319 PuϕPn lt 02 0145
12DL + LL + WL-Y 55 -39864 4114 1881 PuϕPn lt 02 0423
13DL + LL + ρRS-X Max 0 -34864 -2278 258 PuϕPn lt 02 0236
13DL + LL + ρRS-X Max 275 -34704 -448 634 PuϕPn lt 02 0124
13DL + LL + ρRS-X Max 55 -34544 4920 3224 PuϕPn lt 02 0509
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
128
Tabel 410 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 300 x 300 x 10 x 15
(lanjutan)
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
13DL + LL + ρRS-X Min 0 -42010 -6668 -2496 PuϕPn lt 02 062
13DL + LL + ρRS-X Min 275 -41850 -1139 041 PuϕPn lt 02 0167
13DL + LL + ρRS-X Min 55 -41690 930 353 PuϕPn lt 02 0162
13DL + LL + ρRS-Y Max 0 -36078 -3269 1785 PuϕPn lt 02 0355
13DL + LL + ρRS-Y Max 275 -35917 -644 806 PuϕPn lt 02 0145
13DL + LL + ρRS-Y Max 55 -35757 3829 4637 PuϕPn lt 02 0482
13DL + LL + ρRS-Y Min 0 -40673 -5470 -3709 PuϕPn lt 02 0574
13DL + LL + ρRS-Y Min 275 -40513 -955 -183 PuϕPn lt 02 0156
13DL + LL + ρRS-Y Min 55 -40353 1791 -1478 PuϕPn lt 02 0253
09DL + WL-X 0 -8094 -537 895 PuϕPn lt 02 0082
09DL + WL-X 275 -7983 -084 -055 PuϕPn lt 02 0025
09DL + WL-X 55 -7872 371 -1002 PuϕPn lt 02 0074
09DL + WLY 0 -10671 -2028 -307 PuϕPn lt 02 017
09DL + WLY 275 -10560 -050 019 PuϕPn lt 02 0027
09DL + WLY 55 -10449 1755 346 PuϕPn lt 02 0153
08DL + ρRS-X Max 0 -3468 1674 1216 PuϕPn lt 02 016
08DL + ρRS-X Max 275 -3370 266 336 PuϕPn lt 02 0036
08DL + ρRS-X Max 55 -3271 2356 1674 PuϕPn lt 02 022
08DL + ρRS-X Min 0 -10614 -2716 -1539 PuϕPn lt 02 0256
08DL + ρRS-X Min 275 -10516 -426 -258 PuϕPn lt 02 006
08DL + ρRS-X Min 55 -10417 -1633 -1197 PuϕPn lt 02 0171
08DL + ρRS-Y Max 0 -4709 606 2625 PuϕPn lt 02 0135
08DL + ρRS-Y Max 275 -4610 075 529 PuϕPn lt 02 0032
08DL + ρRS-Y Max 55 -4512 1354 3250 PuϕPn lt 02 0205
08DL + ρRS-Y Min 0 -9304 -1595 -2869 PuϕPn lt 02 0219
08DL + ρRS-Y Min 275 -9206 -236 -459 PuϕPn lt 02 005
08DL + ρRS-Y Min 55 -9107 -684 -2866 PuϕPn lt 02 0157
Stress ratio maximum adalah 0710 lt 1 OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
129
d Kapasitas kolom terhadap geser
Tabel 411 Resume gaya geser Kolom 300 x 300 x 10 x 15
V2 kN V3 kN
Vmax 18748 9962
Vmin -29322 -43951
- Kontrol terhadap geser sumbu x
ϕVn = 09 06 Aw fy
= 09 06 2700 240
= 34992 KN gt 29322 KN (OK)
- Kontrol terhadap geser sumbu y
ϕVn = 09 06 Af fy
= 09 06 8700 240
= 112752 KN gt 43951 KN (OK)
4243 Kolom 200 x 200 x 8 x 12 ( A = 6353 cm2 )
Ix = 4720 cm4 Zx = 5131 cm3
Iy = 1600 cm4 Zy = 2428 cm3
Sx = 472 cm3 Lp = 255 m
Sy = 160 cm3 Lr = 1072 m
rx = 862 cm Mp = 1231 KN m
ry = 502 cm Mr = 802 KN m
Panjang tidak terkekang laterar = 58 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
130
a Kapasitas kolom terhadap tekan
λ = lt 471
=
lt 471
= 115538 lt 13797
fe =
=
= 14799 MPa
lt 225
lt 225
1621 lt 225
Sehingga tegangan keritis adalah
fcr = 0658 fy
= 0658 240
= 121737 MPa
ϕPn = 09 fcr A
= 09 121737 6353
= 696056 KN
b Kapasitas kolom terhadap momen sumbu x
L = 58 m
Lp = 255 m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
131
Lr = 1072 m
didapat Lp lt L lt Lr sehingga momen ultimate adalah
Mn = Cb [Mp ndash ( Mp- Mr)
]
= 1 [123144 - (123144 ndash 8024)
]
= 106077 KN m
ϕ Mn = 09 106077
= 9547 KN m
c Kapasitas kolom terhadap momen sumbu y
ϕ Mn = 09 Zy fy
= 09 2428 240
= 524448 KN m
Tabel 412 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 200 x 200 x 8 x 12
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
14DL 0 -2195 -043 -037 PuϕPn lt 02 0028
14DL 275 -2006 004 001 PuϕPn lt 02 0016
14DL 55 -1818 049 038 PuϕPn lt 02 0027
12DL + 16LL 0 -4566 -141 -070 PuϕPn lt 02 0068
12DL + 16LL 275 -4405 007 018 PuϕPn lt 02 0035
12DL + 16LL 55 -4243 152 107 PuϕPn lt 02 0071
12DL + 16LL + 05WL-X 0 -3107 -138 483 PuϕPn lt 02 0100
12DL + 16LL + 05WL-X 275 -2945 008 053 PuϕPn lt 02 0029
12DL + 16LL + 05WL-X 55 -2784 150 -378 PuϕPn lt 02 0089
12DL + 16LL + 05WL-Y 0 -4677 -384 -090 PuϕPn lt 02 0117
12DL + 16LL + 05WL-Y 275 -4516 -011 019 PuϕPn lt 02 0037
12DL + 16LL + 05WL-Y 55 -4354 364 127 PuϕPn lt 02 0115
12DL + LL + WL-X 0 -622 005 1055 PuϕPn lt 02 0116
12DL + LL + WL-X 275 -461 014 081 PuϕPn lt 02 0015
12DL + LL + WL-X 55 -299 021 -895 PuϕPn lt 02 01
12DL + LL + WL-Y 0 -3816 -763 -100 PuϕPn lt 02 0184
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
132
Tabel 412 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 200 x 200 x 8 x 12
(lanjutan)
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
12DL + LL + WL-Y 275 -3655 -041 014 PuϕPn lt 02 0036
12DL + LL + WL-Y 55 -3493 686 126 PuϕPn lt 02 017
13DL + LL + ρRS-X Max 0 -1973 939 590 PuϕPn lt 02 0255
13DL + LL + ρRS-X Max 275 -1798 079 054 PuϕPn lt 02 0034
13DL + LL + ρRS-X Max 55 -1623 1078 567 PuϕPn lt 02 0277
13DL + LL + ρRS-X Min 0 -5225 -1217 -612 PuϕPn lt 02 0334
13DL + LL + ρRS-X Min 275 -5050 -072 -025 PuϕPn lt 02 0053
13DL + LL + ρRS-X Min 55 -4875 -791 -486 PuϕPn lt 02 0237
13DL + LL + ρRS-Y Max 0 340 425 1491 PuϕPn lt 02 024
13DL + LL + ρRS-Y Max 275 514 043 110 PuϕPn lt 02 0024
13DL + LL + ρRS-Y Max 55 689 462 1152 PuϕPn lt 02 0214
13DL + LL + ρRS-Y Min 0 -6918 -505 -1281 PuϕPn lt 02 0281
13DL + LL + ρRS-Y Min 275 -6743 -023 -068 PuϕPn lt 02 006
13DL + LL + ρRS-Y Min 55 -6569 -343 -1273 PuϕPn lt 02 0246
09DL + WL-X 0 1511 008 1085 PuϕPn lt 02 0126
09DL + WL-X 275 1632 006 070 PuϕPn lt 02 0021
09DL + WL-X 55 1753 004 -947 PuϕPn lt 02 0113
09DL + WLY 0 -1682 -761 -069 PuϕPn lt 02 0165
09DL + WLY 275 -1561 -049 003 PuϕPn lt 02 0021
09DL + WLY 55 -1440 668 075 PuϕPn lt 02 0146
08DL + ρRS-X Max 0 412 1035 596 PuϕPn lt 02 0263
08DL + ρRS-X Max 275 519 077 041 PuϕPn lt 02 0023
08DL + ρRS-X Max 55 627 978 534 PuϕPn lt 02 0247
08DL + ρRS-X Min 0 -2840 -1120 -606 PuϕPn lt 02 0298
08DL + ρRS-X Min 275 -2733 -074 -038 PuϕPn lt 02 0038
08DL + ρRS-X Min 55 -2625 -891 -519 PuϕPn lt 02 0244
08DL + ρRS-Y Max 0 2516 453 1421 PuϕPn lt 02 0254
08DL + ρRS-Y Max 275 2624 036 093 PuϕPn lt 02 0036
08DL + ρRS-Y Max 55 2731 420 1186 PuϕPn lt 02 0224
08DL + ρRS-Y Min 0 -4742 -477 -1350 PuϕPn lt 02 0267
08DL + ρRS-Y Min 275 -4634 -030 -085 PuϕPn lt 02 0048
08DL + ρRS-Y Min 55 -4527 -385 -1239 PuϕPn lt 02 0236
Stress ratio maximum adalah 0334 lt 1 (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
133
e Kapasitas kolom terhadap geser
Tabel 413 Resume gaya geser Kolom 200 x 200 x 8 x 12
V2 kN V3 kN
Vmax 4961 3345
Vmin ‐45461 ‐40182
- Kontrol terhadap geser sumbu x
ϕVn = 09 06 Aw fy
= 09 06 1408 240
= 18247 KN gt 4961 OK
- Kontrol terhadap geser sumbu y
ϕVn = 09 06 Af fy
= 09 06 4512 240
= 584755 KN gt 40182 OK
4244 Balok Komposit 300 x 150 x 65 x 9 ( A = 4678 cm2 )
Ix = 7210 cm4 Zx = 522 cm3
Iy = 508 cm4 Zy = 1042 cm3
Sx = 481 cm3 Lp = 167 m
Sy = 677 cm3 Lr = 497 m
rx = 124 cm Mp = 1253 KN m
ry = 329 cm Mr = 817 KN m
Panjang tidak terkekang laterar = 8 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
134
Tabel 414 Resume Gaya luar envelope balok komposit 300 x 150 x 65 x 9
Load CaseCombo Station P V2 V3 T M2 M3
m kN kN kN kN‐m kN‐m kN‐m
ENVELOPE Max 0175 0030 4867 0030 ‐0009 0012 35372
ENVELOPE Max 0671 0020 5715 0020 ‐0009 0000 32749
ENVELOPE Max 1166 0009 6564 0009 ‐0009 0000 30189
ENVELOPE Max 1662 0000 7412 0000 ‐0009 0000 30289
ENVELOPE Max 2158 0000 8260 0000 ‐0009 0000 29122
ENVELOPE Max 2653 0000 9109 0000 ‐0009 0004 26687
ENVELOPE Max 3149 0000 9957 0000 ‐0009 0018 22986
ENVELOPE Max 3617 0003 17149 0003 0059 0002 15061
ENVELOPE Max 4084 0003 17368 0003 0059 0000 10950
ENVELOPE Max 4552 0002 17587 0002 0059 0000 13087
ENVELOPE Max 5019 0001 17806 0001 0059 0000 15177
ENVELOPE Max 5487 0000 18025 0000 0059 0000 17921
ENVELOPE Max 5955 0000 18244 0000 0059 0000 22012
ENVELOPE Max 6422 0000 18463 0000 0059 0000 26039
ENVELOPE Max 6890 0000 18681 0000 0059 0000 30003
ENVELOPE Max 7357 0000 18900 0000 0059 0001 33905
ENVELOPE Max 7825 0000 19119 0000 0059 0003 37743
ENVELOPE Min 0175 0000 ‐28736 0000 ‐0084 0000 ‐56467
ENVELOPE Min 0671 0000 ‐26180 0000 ‐0084 0000 ‐42857
ENVELOPE Min 1166 0000 ‐23624 0000 ‐0084 ‐0007 ‐30998
ENVELOPE Min 1662 ‐0002 ‐21067 ‐0002 ‐0084 ‐0009 ‐23486
ENVELOPE Min 2158 ‐0013 ‐18511 ‐0013 ‐0084 ‐0005 ‐16393
ENVELOPE Min 2653 ‐0023 ‐15955 ‐0023 ‐0084 0000 ‐9722
ENVELOPE Min 3149 ‐0034 ‐13398 ‐0034 ‐0084 0000 ‐3471
ENVELOPE Min 3617 0000 ‐9354 0000 0007 0000 0930
ENVELOPE Min 4084 0000 ‐9219 0000 0007 0000 1369
ENVELOPE Min 4552 0000 ‐9084 0000 0007 ‐0001 ‐4717
ENVELOPE Min 5019 0000 ‐8950 0000 0007 ‐0001 ‐10866
ENVELOPE Min 5487 0000 ‐8815 0000 0007 ‐0002 ‐17834
ENVELOPE Min 5955 ‐0001 ‐8680 ‐0001 0007 ‐0002 ‐26313
ENVELOPE Min 6422 ‐0002 ‐8546 ‐0002 0007 ‐0001 ‐34895
ENVELOPE Min 6890 ‐0002 ‐8411 ‐0002 0007 0000 ‐43579
ENVELOPE Min 7357 ‐0003 ‐8276 ‐0003 0007 0000 ‐52366
ENVELOPE Min 7825 ‐0004 ‐8142 ‐0004 0007 0000 ‐61255
Didapat M+max 3774 KN m dan M-
max 6125 KN m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
135
a Kontrol momen positif
- menentukan lebar efektif pelat beton ( digunakan Lrelativ )
1 be lt
be lt
be lt 1
2 be lt bo
be lt 1
sehingga digunakan be = 1 meter
akibat adanya lubang pada floor deck maka digunakan bekivalen
bekivalen =
=
= 810 mm
- Menentukan nilai n
Ebeton = 4700 = 4700 radic25 = 23500
Ebaja = 200000
n = = = 851
- Menentukan lebar transformasi penampang beton
=
= 952 cm
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Pelat Beton 11424 6 68544 Floor Deck 1867 945 17646 Profil WF 4678 27 126306
sum 17969 sum 212496
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
136
ẏ = sum
sum =
= 11825 mm
Titik berat berada di pelat beton
a =
=
= 5968 mm
d1 = 05hprofil + tpelat = 150 + 120 = 270 mm
d2 = hprofil ndash ċ = 120 ndash 035 = 11965
ϕMn = 09 As fy ( d1- ӯ )
ϕMn = 09 x [ 4678 x 240 x (270 ndash 2984) +2646 550 (11965 ndash 2984) ]
ϕMn = 24266 + 1176
ϕMn = 25442 KN m gt Mu = 3774 KN m ( OK )
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
137
b Kontrol momen negatif
- Menentukan sumbu netral penampang
Tsr = Asr fyr
= 667 ( 503 ) 400
= 13413334 N
Tfd = As Fu
= 81485 550
= 4481675 N
T = Tsr + Tfd
= 13413334 + 448167
= 58230084 N
Cmax = As fy
= 4678 240
= 1122720 N
Cmax gt T maka titik berat berada pada profil baja
T + Ts = Cmax ndash Ts
2Ts = Cmax ndash T
Ts = 05 (1122720 ndash 58230084)
Ts = 270209 N
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
138
Jika sumbu netral jatuh di sayap maka
b tf fy = Ts
150 tw 240 = 27020958
t =
= 75 mm
- Menghitung garis kerja gaya pusat tekan
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Profil WF 4678 15000 701700 Flens -1125 29625 -333281
sum 3553 sum 36841
ӯ =
= 10369 mm
Momen terhadap garis kerja
Tsr Mn1 = Tsr (d ndash ӯ + ts ndash 24)
= 13413334 ( 300 ndash 10369 + 120 ndash 24 )
= 3920 KN m
Tfr Mn2 = Tfd ( d ndash ӯ + 25 )
= 4481675 ( 300 ndash 10369 + 25)
= 9918 KN m
Ts flens Mn3 = Ts ( d ndash ӯ ndash (752) )
= 270000 ( 300 ndash 10369 ndash 375 )
= 5199 KN m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
139
Mn = Mn1 + Mn2 + Mn3
= 3920 + 9918 + 5199
= 19037 KN m
ϕ Mn = 09 Mn
= 09 19037
= 17133 KN m gt 6125 KN m (OK)
D Dimensi Penghubung Geser (Shear Conector)
Gaya horizontal akibat aksi komposit penuh
Vh = 085 a b = 085 x 5968 x 1000 x 25 = 1268200 N
Digunakan Stud connector ⅝rdquo luas satu buah stud connector adalah
Asc = d2 = 158752 =19801 mm2
Kuat geser satu buah shear connector
Qn = 05 Asc lt Rg Rp Asc fu
Qn = 05 x 19801 x radic25 23500 lt 085 x 075 x 19801 x 550
Qn = 7588676 N lt 69427
Jumlah shear connector yang di butuhkan
N = = = 182 ~ 19 buah untuk setengah bentang
Total kebutuhan shear connector adalah 38 buah untuk semua bentang Jika
dipasang dua buah shear connector pada setiap penampang melintang maka
jarak shear connector adalah
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
140
S = = 421 mm
Smin = 6d = 6 x 15875 = 9525 mm
Smax = 8t = 8 x 120 = 960 mm
Strans = 4d = 4 x 15875 = 635 mm
Sehingga digunakan shear connector 2 x (⅝rdquo x 65 cm) dengan jarak 25 cm
E Kontrol Geser
Menghitung gaya geser ultimate
Vu = 43951 KN
Menghitung gaya geser nominal
ϕVn = 09 (06 fy) h tw
ϕVn = 09 x 06 x 240 x 282 x 65
ϕVn = 23755 KN gt Vu = 43951 (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
141
4245 Balok Komposit 350 x 175 x 7 x 11 ( A = 6314 cm2 )
Ix = 13600 cm4 Zx = 8408 cm3
Iy = 984 cm4 Zy = 1724 cm3
Sx = 775 cm3 Lp = 2 m
Sy = 112 cm3 Lr = 593 m
rx = 147 cm Mp = 2017 KN m
ry = 395 cm Mr = 1317 KN m
Panjang tidak terkekang laterar = 6 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
Tabel 415 Resume Gaya luar envelope balok komposit 350 x 175 x 7 x 11
Load CaseCombo Station P V2 V3 T M2 M3
m kN kN kN kN-m kN-m kN-m
ENVELOPE Max 015 00015 -286870 00000 -00119 00000 -114887
ENVELOPE Max 061 00007 -285538 00000 -00119 00002 17497
ENVELOPE Max 108 00000 -284206 00001 -00119 00003 149271
ENVELOPE Max 154 00000 -282873 00009 -00119 00000 509357
ENVELOPE Max 200 00000 -281541 00017 -00119 00000 1180521
ENVELOPE Max 250 00009 99787 00000 00008 00001 1186148
ENVELOPE Max 300 00000 101228 00000 00008 00003 1190858
ENVELOPE Max 350 00000 102668 00009 00008 00001 1204523
ENVELOPE Max 400 00000 104108 00017 00008 00000 1220570
ENVELOPE Max 446 00009 1540139 00000 01032 00000 560851
ENVELOPE Max 493 00001 1542137 00000 01032 00003 155777
ENVELOPE Max 539 00000 1544136 00007 01032 00002 31225
ENVELOPE Max 585 00000 1546134 00015 01032 00000 -93930
ENVELOPE Min 015 00000 -1602940 -00015 -00945 -00003 -1807980
ENVELOPE Min 061 00000 -1600942 -00007 -00945 00000 -1124508
ENVELOPE Min 108 -00001 -1598944 00000 -00945 00000 -483534
ENVELOPE Min 154 -00009 -1596945 00000 -00945 00000 -72489
ENVELOPE Min 200 -00017 -1594947 00000 -00945 -00006 163564
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
142
Tabel 415 Resume Gaya luar envelope balok komposit 350 x 175 x 7 x 11
(lanjutan)
Load CaseCombo Station P V2 V3 T M2 M3
m kN kN kN kN-m kN-m kN-m
ENVELOPE Min 250 00000 -138749 -00009 -00032 00000 224275
ENVELOPE Min 300 00000 -136409 00000 -00032 00000 283264
ENVELOPE Min 350 -00009 -134068 00000 -00032 00000 259583
ENVELOPE Min 400 -00017 -131728 00000 -00032 -00006 208160
ENVELOPE Min 446 00000 267215 -00009 00146 00000 -14744
ENVELOPE Min 493 00000 268547 -00001 00146 00000 -341901
ENVELOPE Min 539 -00007 269880 00000 00146 00000 -951197
ENVELOPE Min 585 -00015 271212 00000 00146 -00003 -1655771
Didapat M+max 122057 KN m dan M-
max -180798 KN m
a Kontrol momen positif
- menentukan lebar efektif pelat beton
1 be lt
be lt
be lt 075
2 be lt bo
be lt 1
sehingga digunakan be = 075 meter
akibat adanya lubang pada floor deck maka digunakan bekivalen
bekivalen =
= = 614633 mm
- Menentukan nilai n
Ebeton = 4700 = 4700 radic25 = 23500
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
143
Ebaja = 200000
n = = = 851
- Menentukan lebar transformasi penampang beton
=
= 723 cm
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Pelat Beton 864 6 5184 Profil WF 6314 295 186263
sum 16546 sum 253147
ẏ = sum
sum =
= 1592 cm
Titik berat berada di profil baja titik pusat tarik baja profil
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Profil WF 6314 175 11049500 Flens -1925 3445 - 6631625 Web -1974 3249 - 6413526
sum 41916 sum 3776522
ẏ = sum
sum =
= 90097 cm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
144
momen nominal positif
a =
=
= 6311 mm
d1 = h - ӯ + tpelat = 350 - 90 + 120 = 380 mm
d2 = h - ӯ ndash (112) = 350 - 90 - 55 = 2545 mm
d3 = h - ӯ - tf - (2822) = 350 - 90 ndash 11 ndash 141 = 2349 mm
ϕMn = 09 085 a b fcrsquo ( d1- ) + 09 Asf fy (d2) + 09 Asw fy (d3)
ϕMn = 09 x [ 085 x 6311 x 750 x 25 x ( 380 -
) + 11 x 175 x 240 x 2545
+ 282 x 7 x 240 x 2349 ]
ϕMn = 4308 KN m gt Mu = 122057 KN m ( OK )
b Kontrol momen negatif
- Menentukan sumbu netral penampang
Tsr = Asr fyr
= 667 ( 503 ) 400
= 13413334
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
145
Tfd = As Fu
= 595 550
= 327250
T = Tsr + Tfd
= 13413334 + 327250
= 46138334
Cmax = As fy
= 6314 240
= 1515360
Cmax gt T maka titik berat berada pada profil baja
T + Ts = Cmax ndash Ts
2Ts = Cmax ndash T
Ts = 05 (1515360 ndash 46138334)
Ts = 52698833
Jika sumbu netral jatuh di web maka
b tf fy = Ts
h 7 240 = 52698833 ndash (175 11 240)
h =
= 3869 mm
- Menghitung garis kerja gaya pusat tekan
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Profil WF 6314 17500 11049500 Flens -1925 34450 - 6631625 Web -270 31965 - 863068
sum 4119 sum 3554806
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
146
ӯ =
= 8630 mm
Momen terhadap pusat tekan
Tsr Mn1 = Tsr (d ndash ӯ + t ndash 24)
= 13413334 ( 350 ndash 8630 + 120 ndash 24 )
= 48247 KN m
Tfr Mn2 = Tfd ( d ndash ӯ + 25 )
= 327250 ( 350 - 8630 + 25)
= 94477 KN m
Ts flens Mn3 = Tf ( d ndash ӯ ndash (112) )
= 462000 ( 350 ndash 8630 ndash 55 )
= 119288 KN m
Ts web M4 = Tw ( d ndash ӯ ndash 11 ndash (38692) )
= 37464 ( 350 ndash 8630 ndash 11 ndash 1934 )
= 15167 KN m
Mn = Mn1 + Mn2 + Mn3 + Mn4
= 48247 + 94477 + 119288 + 15167
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
147
= 277179 KN m
ϕ Mn = 09 Mn
= 09 277179
= 249461 KN m gt 180798 KN m (OK)
D Dimensi Penghubung Geser (Shear Conector)
Gaya horizontal akibat aksi komposit penuh
Vh = 085 a b = 085 x 6311 x 750 x 25 = 1005816 N
Digunakan Stud connector ⅝rdquo luas satu buah stud connector adalah
Asc = d2 = 158752 =19801 mm2
Kuat geser satu buah shear connector
Qn = 05 Asc lt Rg Rp Asc fu
Qn = 05 x 19801 x radic25 23500 lt 085 x 075 x 19801 x 550
Qn = 7588676 N lt 69427
Jumlah shear connector yang di butuhkan
N = = = 1448 ~ 15 buah untuk setengah bentang
Total kebutuhan shear connector adalah 28 buah untuk semua bentang Jika
dipasang dua buah shear connector pada setiap penampang melintang maka
jarak shear connector adalah
S = = 400 mm
Smin = 6d = 6 x 15875 = 9525 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
148
Smax = 8t = 8 x 120 = 960 mm
Strans = 4d = 4 x 15875 = 635 mm
Sehingga digunakan shear connector 2 x (⅝rdquo x 65 cm) dengan jarak 25
cm
E Kontrol Geser
Menghitung gaya geser ultimate
Vu = 160294
Menghitung gaya geser nominal
ϕVn = 09 (06 fy) h tw
ϕVn = 09 x 06 x 240 x 328 x 7
ϕVn = 29756 KN gt Vu = 160294 KN (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
149
425 Dimensi Sambungan
4251 Sambungan Balok Kolom
1 Sambungan Balok Kolom IWF 350 x 175 x 7 x 11 (ϕMP = 182 KN m)
Gambar 416 Rencana sambungan balok kolom IWF 350 x 175 x 7 x 11
Data geometri sambungan
pfo = 80 pfi = pb = 60 mm
h0 = hpr + pfo = 350 + 80 = 430 mm
h1 = hpr ndash tf ndash pfi = 350 ndash 11 ndash 60 = 279 mm
h2 = hpr ndash tf ndash pfi ndash pb = 350 ndash 11 ndash 60 ndash 60 = 219 mm
g = 95 mm
de = 50 mm
bp = 175 mm
hst = 130 mm -gt Lst = = = 22516 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
150
- Momen rencana sambungan (tebal pelat rencana 24 mm)
Muc = Mp + Vu (Lst + tp)
= 182 + 1603 x ( 22516 + 24 )10-3
= 22194 KN m
- Kontrol tebal end-plate
s =
= radic175 95
= 64468 mm
Yp = lang rang 2 lang rang lang rang
2
1 lang 34rang 2
42
Yp = 279 lang rang 219 lang
rang 430 lang rang
295
279 lang60 3 604
rang 219 64468 604
952
Yp = 113067 + 983126 + 475
Yp = 216129
t =
=
= 2297 lt t (24 mm) (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
151
- Kontrol tebal pelat pengaku
Direncanakan tebal pelat pengaku = 10 mm
tst = 10 mm (hst = 130 mm Lst = 22516 mm)
cek tekuk lokal
lt 056
lt
13 lt 1616 (OK)
- Kontrol Sambungan Baut
Digunakan baut A325 M20 (Ab = 31428 mm2 )
Tegangan nominal tarik baut bergantung pada gaya geser ultimate
fnt = 620 MPa
fnv = 372 MPa
frv =
=
= 51 MPa
fnrsquo = 13 fnt -
frv lt fnt
fnrsquo = 13 x 620 -
x 51 lt 620
fnrsquo = 693 lt 620
sehingga tegangan tarik maximum yang digunakan adalah 620 MPa
momen tahanan sambungan baut adalah
ϕMnp = 2ϕPt sum
= 2ϕPt (h0 + h1 + h2)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
152
= 2 075 31428 620 ( 430 + 279 + 219 )
= 271236 KN m gt Muc = 22194 KN m (OK)
- Kontrol las
Digunakan las dengan tebal las maximum yaitu
tlas 1 = 6 mm untuk las vertical
tlas 2 = 9 mm untuk las horizontal
Menentukan tiitk berat las
Las
(i)
1 2hst tlas 1 = 1560 = 424
2 2b2 tlas 2 = 1377 = 3635
3 2b1 tlas 2 = 1404 = 3435
4 2h1 tlas 1 = 3936 = 184
5 2b1 tlas 2 = 1404 = 245
6 2b2 tlas 2 = 1377 = 45
sum A = 9681
61965
2409072sum AY =
05tlas
tf + 15tlas 34398
hpr ‐ tf + tlas 482274
05hpr + tlas 724224
hpr + 05hst + tlas 661440
hpr + 15tlas 5005395
Luas (Ai) Jarak ke sumbu x (yi) Ai x yi
(mm2) (mm) mm
3
h1 = hpr ndash 2tf
= 350 ndash 211
= 328 mm
b1 = 05 [be - tw - 2tlas)
= 05 [175 ndash 7 ndash 26]
= 78 mm
b2 = 05 [be ndash tst - 2tlas)
= 05 [175 ndash 10 ndash 26]
= 765 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
153
ӯ = sumAy
sumA =
2409072 = 248845 mm
kekuatan las
fEXX = 490 MPa (E60)
ϕRn = 075 te 06 fEXX
= 075 x 0707 x 6 x 06 x 490
= 93536 N
Kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 7 x 06 x 370
= 11655 N
Kekuatan las menentukan kekuatan sambungan las dipengaruhi oleh geser
dan lentur sehingga tegangan geser untuk lentur
frv = = = 1655 MPa
fn =
= 490 1655
= 4897 MPa
Momen lentur nominal las
ϕfu = 075 0707 06 fEXX
= 075 x 0707 x 06 x 4897
= 155804 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
154
momen plastis terhadap garis netral adalah
Mn = 22914 KN m gt Muc = 22194 KN m (OK)
Las Luas (Ai) ϕfu Gaya Las
(i) (mm2) Mpa KN
1 1560 155804 2430542 1377 155804 2145423 1404 155804 2187494 3936 155804 6132455 1404 155804 2187496 1377 155804 214542
397664907552422
229140sum Mn
01150095006502240244
Mn
KN m425722459820706
Lengan kopel
m0175
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
155
2 Sambungan Balok Kolom IWF 300 x 150 x 65 x 9 (ϕMP = 113 KN m)
Gambar 417 Rencana sambungan balok kolom IWF 300 x 150 x 65 x 9
Data geometri sambungan
pfo = 80 pfi = 60 mm
h0 = hpr + pfo = 300 + 80 = 380 mm
h1 = hpr ndash tf ndash pfi = 300 ndash 9 ndash 60 = 231 mm
g = 70 mm
de = 75 mm
bp = 150 mm
hst = 155 mm -gt Lst = = 26846mm
- Momen rencana sambungan (tebal pelat rencana 24 mm)
Muc = Mp + Vu (Lst + tp)
= 113 + 285 x ( 26846 + 14 )10-3
= 12105 KN m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
156
- Kontrol tebal end-plate
s =
= radic150 70
= 51234 mm
Yp = lang rang lang rang
2
1lang rang 0
Yp = 231 lang
rang 380 lang
rang
270
231lang51234 51234rang 380 75 80
Yp = 131069 + 235914
Yp = 366983
t =
=
= 1302 lt t (14 mm) (OK)
- Kontrol tebal pelat pengaku
Direncanakan tebal pelat pengaku = 10 mm
tst = 10 mm (hst = 155 mm Lst = 26846 mm)
cek tekuk lokal
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
157
lt 056
lt
155 lt 1616 (OK)
- Kontrol Sambungan Baut
Digunakan baut A325 M20 (Ab = 31428 mm2 )
Tegangan nominal tarik baut bergantung pada gaya geser ultimate
fnt = 620 MPa
fnv = 372 MPa
frv =
=
= 16 MPa
fnrsquo = 13 fnt -
frv lt fnt
fnrsquo = 13 x 620 -
x 16 lt 620
fnrsquo = 770 lt 620
sehingga tegangan tarik maximum yang digunakan adalah 620 MPa
momen tahanan sambungan baut adalah
ϕMnp = 2ϕPt sum
= 2ϕPt (h0 + h1)
= 2 075 31428 620 ( 380 + 231)
= 17858 KN m gt Muc = 12105 KN m (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
158
- Kontrol las
Digunakan las dengan tebal las maximum yaitu
tlas 1 = 6 mm untuk las vertical
tlas 2 = 7 mm untuk las horizontal
Menentukan tiitk berat las
ӯ = sumAy
sumA =
1999635 = 228190 mm
Las
(i)
1 2hst tlas 1 = 1860 = 3865
2 2b2 tlas 2 = 1152 = 3135
3 2b1 tlas 2 = 11835 = 2955
4 2h1 tlas 1 = 3384 = 159
5 2b1 tlas 2 = 11835 = 225
6 2b2 tlas 2 = 1152 = 45
sum A = 8763
tf + 15tlas 2662875
05tlas 5184
sum AY = 1999635
hpr ‐ tf + tlas 34972425
05hpr + tlas 538056
hpr + 05hst + tlas 718890
hpr + 15tlas 361152
Luas (Ai) Jarak ke sumbu x (yi) Ai x yi
(mm2) (mm) mm
3
h1 = hpr ndash 2tf
= 300 ndash 29
= 282 mm
b1 = 05 [be - tw - 2tlas)
= 05 [150ndash 65 ndash 26]
= 6575 mm
b2 = 05 [be ndash tst - 2tlas)
= 05 [150 ndash 10 ndash 26]
= 64 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
159
kekuatan las
fEXX = 490 MPa
ϕRn = 075 te 06 fEXX
= 075 x 0707 x 6 x 06 x 490
= 935361 N
Kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 65 x 06 x 370
= 108225 N
Kekuatan las menentukan kekuatan sambungan las dipengaruhi oleh geser
dan lentur sehingga tegangan geser untuk lentur
frv = = = 325 MPa
fn =
= 490 325
= 4899 MPa
Momen lentur nominal las
ϕfu = 075 0707 06 fEXX
= 075 x 0707 x 06 x 4899
= 155861 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
160
momen plastis terhadap garis netral adalah
Mn = 188227 KN m gt Muc = 12105 KN m (OK)
Las Luas (Ai) ϕfu Gaya Las
(i) (mm2) Mpa KN
1 1860 155861 2899012 1152 155861 1795523 11835 155861 1844614 3384 155861 5274345 11835 155861 1844616 1152 155861 179552
sum Mn 188227
0069 364930206 379420224 40164
0158 458940085 153170067 12416
Lengan kopel Mn
m KN m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
161
4251 Sambungan Balok Balok
1 Sambungan Balok Balok IWF 300 x 150 x 65 x 9 (ϕVn = 2527 KN m)
Gambar 418 Rencana sambungan balok balok IWF 300 x 150 x 65 x 9
Dicoba 5 buah baut M16 (AB = 20114 mm2) dengan tebal pelat 8 mm
fnv = 372 MPa
Kekuatan geser baut
ϕRn = 075 fn AB
= 075 x 372 x 20114
= 5611 KN
Kekuatan tumpuan baut
ϕRn = 12 lc t fu lt 24 d t fu
ϕRn = 12 x 32 x 8 x 370 lt 24 x 16 x 8 x 37
ϕRn = 113664 lt 113664
Jumlah baut perlu
nBAUT =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
162
=
= 45 ~ 5 baut
Untuk baut diameter 16 jarak ke tepi
Jarak minimum = 22 mm (tabel 227)
Jarak maximum = 12 tmin = 12x 6 = 72 mm
Diambil 34 mm
Untuk baut diameter 16 jarak antar baut
Jarak minimum = 3d = 3 x 16 = 48 mm
Jarak maximum = 14 tmin = 14 x 6 = 84 mm
Diambil 50 mm
Kontrol Pelat
ϕVn = 09 x 06 x Ag x fy
= 09 x 06 x 268 x 8 x 240
= 2778 KN gt 2527 KN
Kontrol Las
kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 65 x 06 x 370
= 1082 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
163
kekuatan las transversal
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490
= 779467 Nmm
kekuatan las longitudinal
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490 x ( 1 + 05sin15 90 )
= 116920 Nmm
Sehingga kekuatan sambungan las adalah
P =sum ϕRn min x L
= 779467 x 268 + 1082 x 1295
= 349 KN gt 2527 KN (OK)
Gambar 419 Detail sambungan balok balok IWF 300 x 150 x 65 x 9
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
164
2 Sambungan Balok Balok IWF 250 x 125 x 6 x 9 (ϕVn = 1944 KN m)
Gambar 420 Rencana sambungan balok balok IWF 250 x 125 x 6 x 9
Dicoba 4 buah baut M16 (AB = 20114 mm2) dengan tebal pelat 8 mm
fnv = 372 MPa
Kekuatan geser baut
ϕRn = 075 fn AB
= 075 x 372 x 20114
= 5611 KN
Kekuatan tumpuan baut
ϕRn = 12 lc t fu lt 24 d t fu
ϕRn = 12 x 32 x 8 x 370 lt 24 x 16 x 8 x 370
ϕRn = 113664 lt 113664
Jumlah baut perlu
nBAUT =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
165
=
= 346 ~ 4 baut
Untuk baut diameter 16 jarak ke tepi
Jarak minimum = 22 mm (tabel 227)
Jarak maximum = 12 tmin = 12x 6 = 72 mm
Diambil 34 mm
Untuk baut diameter 16 jarak antar baut
Jarak minimum = 3d = 3 x 16 = 48 mm
Jarak maximum = 14 tmin = 14 x 6 = 84 mm
Diambil 50 mm
Kontrol Pelat
ϕVn = 09 x 06 x Ag x fy
= 09 x 06 x 218 x 8 x 240
= 22602 KN gt 1944 KN
Kontrol Las
kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 6 x 06 x 370
= 999 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
166
kekuatan las transversal
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490
= 779467 Nmm
kekuatan las longitudinal
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490 x ( 1 + 05sin15 90 )
= 116920 Nmm
Sehingga kekuatan sambungan las adalah
P =sum ϕRn min x L
= 779467 x 268 + 999 x 1295
= 33826 KN gt 1944 KN (OK)
Gambar 421 Detail sambungan balok balok IWF IWF 250 x 125 x 6 x 9
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
167
3 Sambungan Balok Balok IWF 200 x 100 x 55 x 8 (ϕVn = 1422 KN m)
Gambar 422 Rencana sambungan balok balok IWF 200 x 100 x 55 x 8
Dicoba 3 buah baut M16 (AB = 20114 mm2) dengan tebal pelat pengaku 8 mm
fnv = 372 MPa
Kekuatan geser baut
ϕRn = 075 fn AB
= 075 x 372 x 20114
= 5611 KN
Kekuatan tumpuan baut
ϕRn = 12 lc t fu lt 24 d t fu
ϕRn = 12 x 32 x 8 x 370 lt 24 x 16 x 8 x 370
ϕRn = 113664 lt 113664
Jumlah baut perlu
nBAUT =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
168
=
= 253 ~ 3 baut
Untuk baut diameter 16 jarak ke tepi
Jarak minimum = 22 mm (tabel 227)
Jarak maximum = 12 tmin = 12 x 6 = 72 mm
Diambil 34 mm
Untuk baut diameter 16 jarak antar baut
Jarak minimum = 3d = 3 x 16 = 48 mm
Jarak maximum = 14 tmin = 14 x 6 = 84 mm
Diambil 50 mm
Kontrol Pelat
ϕVn = 09 x 06 x Ag x fy
= 09 x 06 x 168 x 8 x 240
= 174 KN gt 1422 KN
Kontrol Las
kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 55 x 06 x 370
= 91575 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
169
kekuatan las
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490
= 779467 Nmm
Sehingga kekuatan sambungan las adalah
P = ϕRn min x L
= 779467 x 268
= 20889 KN gt 158 KN (OK)
Gambar 423 Detail sambungan balok balok IWF 200 x 100 x 55 x 8
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
170
4 Sambungan Balok Balok L 70 x 70 x 7 (ϕVn = 635 KN m)
Gambar 424 Rencana sambungan balok balok L 70 x 70 x 7
Kontrol las dengan tebal 5 mm
kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 6 x 06 x 370
= 999 Nmm
kekuatan las
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490
= 779467 Nmm
Sehingga kekuatan sambungan las adalah
P = ϕRn min x L
= 779467 x 110
= 8574 KN gt 635KN (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
171
BAB V
KESIMPULAN DAN SARAN
51 Kesimpulan
Dari hasil perhitungan dan analisa yangtelah dilakukan maka dapat diambil
kesimpulansebagai berikut
1 Dari hasil analisa perhitungan struktur sekunder didapatkan
Pelat lantai elevasi + 580 menggunakan Bondex LYSAGHT
INDONESIA BMT = 07 mm dengan tebal plat beton 120 mm dan untuk
elevasi lain nya digunakan pelat chekered t = 45 mm dengan siku L 70 x
70 x 7 sebagai pengaku
Balok anak lantai pabrik
1 WF 250 x 125 x 6 x 9 untuk elevasi + 580 m
2 WF 200 x 100 x 55 x 8 untuk elevasi yang lain
Gording dengan profil CNP 150 x 50 x 20 x 32
Sagrod Oslash 10 mm
Ikatan angin Oslash 22 mm
Balok tangga UNP 200 x 80 x 75 x 11
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
172
2 Dari hasil analisa perhitungan struktur primer didapatkan
Kolom 350 x 350 x 12 x 19 untuk elevasi +000 sd +1640 pada portal 7
portal 6 dan portal 5
Kolom 300 x 300 x 10 x 15 untuk portal 12 portal 11 portal 10 portal 8
dan portal 7 portal 6 portal 5 dari elevasi +1640 sd +3550
Kolom 200 x 200 x 8 x 12 untuk kolom pendukung pada portal 8 dan 9
Balok 350 x 175 x 7 x 11 komposit untuk elevasi +580
Balok 350 x 175 x 7 x 11 untuk balok atap
Balok 300 x 150 x 65 x 9 komposit untuk balok induk semua elevasi
sesuai gambar kerja
3 Rekapitulasi gaya pada struktur
Tabel 51 Resume gaya luar dan stress ratio kolom
No Dimensi Profil Pu Mux Muy ϕPn ϕMnx ϕMny Stress
Ratio KN KN m KN m KN KN m KN m
1 350 x 350 x 12 x 19 -171412 -7624 -5979 308307 51924 25377 0938
2 300 x 300 x 10 x 15 -54867 -7138 -1717 238600 31937 14724 0710
3 200 x 200 x 8 x 12 -5225 -1217 -612 69605 9547 5244 0334
Tabel 52 Resume gaya luar dan stress ratio balok komposit
No Dimensi Profil M+
max M-max ϕM+ ϕM-
KN m Stress
Ratio (M+) Stress Ratio
(M+) KN m KN m KN m
1 350 x 175 x 7 x 11 122057 180798 43080 249461 0283 0724
2 300 x 150 x 65 x 9 3774 6125 25442 17133 0148 0357
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
173
52 Saran
Perencanaan struktur harus mempertimbangkan aspek teknis ekonomi dan
estetika Pemodelan yang sederhana dapat mempermudah pekerjaan analisa
struktur dan diharapkan hasil yang mendekati kondisi sesungguhnya Perlu
dilakukan analisa geoteknik untuk menentukan titik jepit sesungguhnya agar
mendapatkan hasil prilaku struktur yang sebenarnya
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
188
DAFTAR PUSTAKA
Anonim1 1983 Peraturan Pembebanan Indonesia untuk Gedung 1983
Yayasan Lembaga Penyelidikan Masalah Bangunan
Anonim2 2002 Tatacara Perencanaan Struktur Beton Untuk Bangunan Gedung
SNI 03-2478-2002 Badan Standardisasi Nasional
Anonim3 2012 Tata Cara Perencanaan Ketahanan Gempa Untuk Struktur
Bangunan Gedung Dan Non Gedung SNI-1726-2012 Badan
Standardisasi Nasional
Anonim4 2015 Spesifikasi untuk bangunan baja gedung baja struktural SNI
1729-2015 Badan Standardisasi Nasional
Asroni A 2010 Balok dan Pelat Beton Bertulang Yogyakarta Graha Ilmu
Dewobroto Wiryanto 2015 Struktur Baja Perilaku Analisis Dan
Disain ndash AISC 2010 Tangerang LUMINA Press
Fakhrur Rozi Muhammad 2014 ldquoPengaruh Panjang Daerah Pemasangan Shear
Connector Pada Balok Komposit Terhadap Kuat Lenturrdquo Jurnal Rekayasa
Teknik Sipil Vol 2 No 2 4
Oentoeng 1999 Konstruksi Baja Yogyakarta ANDI
Salmon CG dkk 1995 Struktur Baja Disain Dan Perilaku Jakarta Erlangga
Schueller Wolfgang 1989 Struktur Bangunan Bertingkat Tinggi
Bandung PT ERESCO
Schodek Daniel L 1991 Struktur Bandung PT ERESCO
Setiawan Agus 2008 Perencanaan Struktur Baja dengan Metode LRFD
Jakarta Erlangga
Smith JC Structural Steel Design LRFD Approach Canada Jhon Wlwy amp
Sons 1991
Park R 1989 Evaluation of Ductility of Structures And Structural Assemblages
From Laboratory TestingBulletin of the New Zealand National Society for
Earthquake Engineering Vol 22 No 3 Sepetember 1989New Zealand
University of Canterbury
McComarc JC Structural Steel Design New York Harper amp Row 1981
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xvi
Murray TM dan SummerEA 2003 ldquoExtended End-Plate Moment Connections
Seismic and Wind Applications 2nd Editionrdquo Steel Design Guide Series -
4 American Institute of Steel Construction Inc
Wijaya PK Panjang efektif Untuk Tekuk Torsi Lateral Pada Balok Baja
Dengan Penampang I Konferensi Nasional Teknik Sipil 7 2013
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
- Cover
- Abstrak
- KATA PENGANTAR
- DAFTAR ISI
- BAB I
- BAB II
- BAB III
- BAB IV
- BAB V
- Daftar Pustaka
-
viii
DAFTAR TABEL
Tabel 21 Berat jenis bahan bangunan 6
Tabel 22 Beban Mati Tambahan (komponen gedung) 7
Tabel 23 Beban Hidup Pada Lantai Bangunan 9
Tabel 24 Beban Hidup Pada Atap 10
Tabel 25 Koefisien reduksi beban hidup 11
Tabel 26 Koefisien Beban Angin 13
Tabel 27 Kategori risiko bangunan gedung dan non gedung untuk beban
gempa 15
Tabel 28 Faktor keutamaan gempa 17
Tabel 29 Faktor R Cd dan Ω0 untuk sistem penahan gaya gempa 19
Tabel 210 Klasifikasi situs 24
Tabel 211 Koefisien situs Fa 26
Tabel 212 Koefisien situs Fv 27
Tabel 213 Kategori desain seismik berdasarkan parameter respons percepatan pada
perioda pendek 28
Tabel 214 Kategori desain seismik berdasarkan parameter respons percepatan
pada perioda 1 detik 28
Tabel 215 Nilai parameter perioda pendekatan Ct dan x 31
Tabel 216 Koefisien untuk batas perioda struktur 32
Tabel 217 Persyaratan untuk masing-masing tingkat yang menahan lebih dari
35 persen gaya geser dasar 34
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
ix
Tabel 218 Simpangan antar lantai ijin 37
Tabel 219 Tebal Minimum balok non-prategang atau pelat satu arah bila
lendutan tidak dihitung 38
Tabel 220 Rasio Tulangan Minimum Pada Pelat 40
Tabel 221 Nilai kekuatan lentur berdasarkan SNI 1729 2015 42
Tabel 222 Batas Lendutan Maksimum 46
Tabel 223 Nilai untuk Rg dan Rp untuk setiap kasus Kapasitas untuk angkur
steel headed stud 59
Tabel 224 Tebal minimum las sudut 61
Tabel 225 Pratarik baut minimum kN 64
Tabel 226 Kekuatan nominal pengencang dan bagian yang berulir ksi (MPa) 66
Tabel 227 Dimensi Lubang Nominal mm 66
Tabel 228 Jarak tepi minimum dari pusat lubang standar ke tepi dari bagian
yang disambung 67
Tabel 229 Kapasitas sambungan end-pelat menurut AISC 2003 70
Tabel 41 Beban mati struktur (rangka) 115
Tabel 42 Beban mati struktur (Atap partisi diafragma dll) 115
Tabel 43 Beban hidup struktur 116
Tabel 44 Waktu getar alami dan partisipasi massa 116
Tabel 45 Base Reaction 117
Tabel 46 Simpangan antar lantai akibat gempa X 119
Tabel 47 Simpangan antar lantai akibat gempa Y 120
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
x
Tabel 48 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 350 x 350 x 12 x 19 123
Tabel 49 Resume gaya geser Kolom 350 x 350 x 12 x 19 125
Tabel 410 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 300 x 300 x 10 x 15 127
Tabel 411 Resume gaya geser Kolom 300 x 300 x 10 x 15 129
Tabel 412 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 200 x 200 x 8 x 12 131
Tabel 413 Resume gaya geser Kolom 200 x 200 x 8 x 12 133
Tabel 414 Resume Gaya luar envelope balok komposit 300 x 150 x 65 x 9 134
Tabel 415 Resume Gaya luar envelope balok komposit 350 x 175 x 7 x 11 141
Tabel 51 Resume gaya luar dan stress ratio kolom 172
Tabel 52 Resume gaya luar dan stress ratio balok komposit 172
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xi
DAFTAR GAMBAR
Gambar 21 Jalur Cincin Api dan Gunung Berapi Sebagai Pusat Gempa 14
Gambar 22 Peta Gempa Pada SNI 1726 2012 14
Gambar 23 Respon Spektrum Gempa Rencana Wilayah Medan (SNI-03-
1726-2012) 17
Gambar 24 Penentuan simpangan antar lantai 36
Gambar 25 Diagram tegangan momen positif floor deck 39
Gambar 26 Diagram tegangan momen negatif floor deck 41
Gambar 27 Kuat Momen Lentur Nominal Akibat Tekuk Torsi Lateral 45
Gambar 28 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan
ẏ lt (ts - hfd) 50
Gambar 29 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan
ẏ gt (ts - hfd) 50
Gambar 210 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan
ẏ lt (ts + tf) 52
Gambar 211 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan
ẏ gt (ts + tf) 53
Gambar 212 Diagram tegangan balok komposit momen negatif dengan
ts gt ẏ gt (ts + tf) 55
Gambar 213 Diagram tegangan balok komposit momen negatif dengan
ẏ gt (ts + tf) 56
Gambar 214 Tebal efektif las sudut 60
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xii
Gambar 215 Panjang las longitudinal 61
Gambar 216 Momen plastis siklik pada sambungan pemikul momen 63
Gambar 217 Sambungan pemikul momen menurut AISC 2003 67
Gambar 218 Lokasi sendi plastis 68
Gambar 219 Menentukan Muc 68
Gambar 220 Geometri sambungan end-plate 68
Gambar 221 Momen kopel baut tarik terhadap sayap tekan 69
Gambar 222 Sambungan balok anak ke balok induk 72
Gambar 223 Pengaruh Orde ke-2 (AISC 2010) 74
Gambar 31 Diagram Alir Penelitian 79
Gambar 41 Tributari area elevasi +580 m 83
Gambar 42 Distribusi momen untuk pelat satu arah 84
Gambar 43 Diagram tegangan momen kopel (positif) floor deck 84
Gambar 44 Diagram tegangan momen kopel (negatif) floor deck 85
Gambar 45 Tributari area elevasi +1070 m 91
Gambar 46 Distribusi momen untuk pelat satu arah 92
Gambar 47 Rencana atap elevasi +1250 m dan +3550 m 97
Gambar 48 Kecepatan angin 98
Gambar 49 Rencana sagrod 103
Gambar 410 Tributari area ikatan angin 105
Gambar 411 Rencana tangga 108
Gambar 412 Respon spectra rencana 113
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xiii
Gambar 413 Beban notional pada etabs 2015 118
Gambar 414 Grafik simpangan antar lantai VS elevasi akibat gempa ndash X 120
Gambar 415 Grafik simpangan antar lantai VS elevasi akibat gempa ndash Y 121
Gambar 416 Rencana sambungan balok kolom IWF 350 x 175 x 7 x 11 149
Gambar 417 Rencana sambungan balok kolom IWF 300 x 150 x 65 x 9 155
Gambar 418 Rencana sambungan balok balok IWF 300 x 150 x 65 x 9 161
Gambar 419 Detail sambungan balok balok IWF 300 x 150 x 65 x 9 163
Gambar 420 Rencana sambungan balok balok IWF 250 x 125 x 6 x 9 164
Gambar 421 Detail sambungan balok balok IWF IWF 250 x 125 x 6 x 9 166
Gambar 422 Rencana sambungan balok balok IWF 200 x 100 x 55 x 8 167
Gambar 423 Detail sambungan balok balok IWF 200 x 100 x 55 x 8 169
Gambar 424 Rencana sambungan balok balok L 70 x 70 x 7 170
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xiv
DAFTAR NOTASI
A luas penampang beton (mm2)
A B luas penampang baut (mm2)
As luas tulangan tarik (mm2)
Asrsquo luas tulangan tekan (mm2)
Av luas tulangan geser dalam daerah sejarak s (mm2)
Aw luas badan profil
Cb faktor midifikasi tekuk torsi lateral untuk diagram momen tidak merata
Cd faktor amplifikasi defleksi
Cu koefisien batas prioda struktur
Cs koefisien respons seismik
Ct koefisien prioda struktur pendekatan
Cw konstanta warping
Eh gaya gempa horizontal
Ev gaya gempa vertikal
Es modulus elastisitas baja (MPa)
Ec modulus elastisitas beton (MPa)
I momen inersia (mm4)
Ie faktor keutamaan gempa
J konstanta torsi
K koefisien panjang efektif
Lp panjang plastis
Lr panjang batas untuk kondisi inelastis
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xv
Lb panjang profil tak terkekang
Mu momen maksimum pada komponen struktur (Nmm)
Mn momen tahanan nominal profilpenampang
Mux momen lentur terfaktor terhadap sumbu-x
Muy momen lentur terfaktor terhadap sumbu-y
Muc momen rencana sambungan
Mnx kuat nominal lentur penampang terhadap sumbu-x
Mny kuat nominal lentur penampang terhadap sumbu-y
N jumlah tingkat
Ni gaya notional yang bekerja pada level i
Pr gaya tekan hasil kombinasi LRFD
Pe gaya menurut euler
Pn gaya terkoreksi menurut SNI 1729 2015
Ptr Kuat tarik baut
R faktor modifikasi respons
SDS parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang perioda
pendek
S1 parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang sebesar
10 detik
Ta waktu getar struktur pendekatan
Tc waktu getar struktur analisa modal
nV kuat geser nominal (N)
Vu gaya geser hasil kombinasi LRFD
V1 gaya geser dasar nominal sebagai respons dinamik ragam yang
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xvi
pertama saja
Vt gaya geser dasar nominal yang didapat dari hasil analisis ragam
spektrum respons yang telah dilakukan
W berat seismik efektif
Y konstanta tebal end-plate
a tinggi blok tegangan (mm)
b lebar balok (mm)
c jarak serat tekan terluar ke garis netral (mm)
cv koefisien geser
d jarak dari serat tekan terluar ke titik berat tulangan tarik tinggi efektif (mm)
drsquo jarak dari serat tekan terluar ke titik berat tulangan tekan (mm)
g percepatan grafitasi
hfd tinggi floor deck
frsquoc kuat tekan beton (MPa)
ffd tegangan floor deck
fy tegangan leleh baja (MPa)
fnt tegangan tarik baut (MPa)
fnv tegangan geser baut (MPa)
h tinggi balok (mm)
kv koefisien tekuk geser pelat badan
qDL beban akibat berat sendiri (kNm)
qLL beban akibat beban hidup (kNm)
qWL beban akibat tekanan angin (kNm)
r jari jari inersia (mm4)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xvii
Δ defleksi pada elemen global
1 konstanta yang merupakan fungsi dari kelas kuat beton
δ defleksi pada elemen lokal
λ kelangsingan =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
1
BAB I
PENDAHULUAN
11 Latar Belakang
Perkembangan industri pengolahan kelapa sawit yang pesat di
Indonesia khususnya sumatera utara ahkir ahkir ini memicu pertumbuhan dan
pembangunan pabrik refinery (pemurnian) dan Fraksinasi (pemisahan) kelapa
sawit dimana pabrik refinery dan fraksinasi tersebut mendorong para
perencana bangunan untuk membuat bangunan pabrik tingkat tinggi yang
tahan gempa Dimana berdasarkan geografis Indonesia terletak di antara dua
lempeng dunia yang aktif yaitu Eurasia dan Australia Hal ini
mengkibatkan Indonesia merupakan daerah rawan gempa Akhir ndash akhir ini
gempa yang mengguncang pulau sumatera terjadi dalam skala besar tahun
2004 gempa Aceh (26 desember Skala 92) yang disertai Tsunami dan gempa
padang (30 September 2009 Skala 76) yang masih sering terjadi hingga saat
ini sehingga mengakibatkan kerusakan pada bangunan tingkat tinggi yang
cukup parah
Kondisi itu menyadarkan kita bahwa Indonesia merupakan daerah
rawan terjadinya gempa Untuk mengurangi resiko bencana yang terjadi
diperlukan konstruksi bangunan tahan gempa Hal ini pula yang menuntut
seorang perencana agar membuat perencanaan struktur bangunan tingkat tinggi
agar dapat menahan gaya yang diakibatkan oleh gempa bumi tersebut
Struktur yang kuat biasanya memiliki dimensi yang besar tetapi tidak
ekonomis jika diterapkan pada bangunan bertingkat tinggi Perhitungan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
2
dimensi biasanya didasarkan pada kolom atau balok struktur yang menanggung
beban paling besar Untuk mendapatkan dimensi penampang yang optimal
maka besar gaya-gaya yang bekerja pada struktur perlu diketahui analisa balok
maupun kolom
Dengan adanya pengaruh beban-beban yang bekerja maka kapasitas
momen akan dideformasikan merata ke seluruh elemen Apabila struktur lentur
maka pembebanan pada balok perlu diperhitungkan deformasi momennya
Tugas akhir ini merupakan studi untuk merencanakan bangunan tingkat
tinggi dengan struktur baja Dimana bangunan tingkat tinggi tersebut harus
mampu bertahan terhadap gaya gempa dan gaya grafitasi yang terjadi
12 Perumusan Masalah
Dari latar belakang dapat dirumuskan suatu permasalahan sebagai berikut
1 Bagaimana merencanakan dimensi gording terhadap momen akibat gaya
grafitasi dan angin
2 Bagaimana merencanakan tebal floor deck terhadap momen akibat gaya
grafitasi
3 Bagaimana merencanakan dimensi balok anak terhadap momen akibat
gaya grafitasi
4 Bagaimana merencanakan tangga terhadap momen akibat gaya grafitasi
5 Bagaimana merencanakan lantai dengan checkered mild steel
6 Bagaimana merencanakan dimensi kolom dan dimensi balok pada sistem
rangka pemikul momen akibat gaya gravitasi dan gaya gempa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
3
7 Bagaimana pemodelan dan menganalisa struktur dengan menggunakan
program bantu ETABS 2015
13 Tujuan Penelitian
Adapun maksud dan tujuan penulisan tugas akhir ini adalah
1 Merencanakan dimensi gording terhadap momen akibat gaya grafitasi dan
angin
2 Merencanakan tebal floor deck terhadap momen akibat gaya grafitasi
3 Merencanakan dimensi balok anak terhadap momen akibat gaya grafitasi
4 Merencanakan tangga terhadap momen akibat gaya grafitasi
5 Merencanakan lantai dengan checkered mild steel
6 Merencanakan dimensi kolom dan dimensi balok pada sistem rangka
pemikul momen akibat gaya gravitasi dan gaya gempa
7 Memodelan dan menganalisa struktur dengan menggunakan program bantu
ETABS 2015
14 Mamfaat Penelitian
Tugas akhir ini diharapkan dapat menambah ilmu dan pengetahuan tentang
perencanaan struktur baja pada bangunan yang berfungsi sebagai pabrik dengan
SNI-03-1729-2015 dan SNI-03-1726-2012
15 Pembatasan masalah
Dalam penelitian ini permasalahan dibatasi ruang lingkupnya agar tidak
terlalu luas Pembatasan masalah meliputi
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
4
a Gaya yang bekerja pada struktur utama adalah gaya gravitasi dan gempa
b Tekanan angin pada atap dihitung antara kecepatan angin maximum atau
tekanan minimum
c Jumlah Lantai 8 tingkat
d Fungsi bangunan adalah sebagai pabrik
e Mesin mempunyai struktur dan pondasi sendiri
f Gedung terletak di medan dan digunakan respons spectrum kota medan
pada SNI-03-1726-2012 pada jenis tanah keras
g Tidak meninjau struktur bawah
h Mengunakan pedoman perencanaan pembebanan untuk rumah dan gedung
(SKBI-1353-1987) sebagai acuan beban gravitasi dan beban angin
16 Sistematika Penulisan
BAB I Pendahuluan
Bab ini mencakup latar belakang penelitian tujuan penelitian
pembatasan masalah mekanisme percobaan metodologi penelitian
manfaat penelitian dan sistematika penulisan
BAB II Dasar teori
Pada bab ini berisikan tentang dasar-dasar teori yang berkaitan tentang
penelitian
BAB III Metode perencanaan
Pada bab ini berisikan tentang data spesifikasi dan perencanaan mutu
baja yang digunakan mutu beton yang di gunakan spefisikasi teknis
yang di gunakan dan metode perencanaan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
5
BAB IV Hasil dan Pembahasan
Pada bab ini membahas tentang hasil dari perencanaan struktur
sekunde perencanaan sistem rangka utama shear conector sambungan
dan gambar teknik
BAB V Kesimpulan dan Saran
Pada bab ini berisikan kesimpulan dari hasil penelitian yang diperoleh
dan saran-saran mengenai penelitian yang dilakukan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
6
BAB II
DASAR TEORI
21 Dasar Perencanaan
211 Jenis Pembebanan
Perencanakan struktur pada suatu bangunan bertingkat berdasarkan pada
gaya gaya yang akan bekerja pada bangunan tersebut struktur yang didisain harus
mampu mendukung berat bangunan beban hidup akibat fungsi bangunan tekanan
angin maupun beban khusus berupa gempa dll Beban-beban yang bekerja pada
struktur dihitung menurut Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983
2111 Beban Mati (qDL)
Beban mati adalah berat dari semua bagian dari suatu gedung yang bersifat tetap
termasuk segala unsur tambahan penyelesaianndashpenyelesaian mesin mesin serta
peralatan tetap yang merupakan bagian tak terpisahkan dari gedung ituUntuk
merencanakan gedung ini beban mati yang terdiri dari berat sendiri bahan
bangunan dan komponen gedung adalah
Tabel 21 Berat jenis bahan bangunan
No Material Berat Keterangan 1 Baja 7850 kgm3
2 Batu alam 2600 kgm3
3 Batu belah batu bulatbatu gunung 1500 kgm3 berat tumpuk 4 Batu karang 700 kgm3 berat tumpuk
5 Batu pecah 1450 kgm3
6 Besi tuang 7250 kgm3
7 Beton 2200 kgm3
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
7
Tabel 21 Berat jenis bahan bangunan (lanjutan)
No Material Berat Keterangan 8 Beton bertulang 2400 kgm3
9 Kayu 1000 kgm3 kelas I
10 Kerikil koral 1650 kgm3 kering udara sampai
11 Pasangan bata merah 1700 kgm3
12 Pasangan batu belah batu bulat 2200 kgm3
13 Pasangan batu cetak 2200 kgm3
14 Pasangan batu karang 1450 kgm3
15 Pasir 1600 kgm3 kering udara sampai
16 Pasir 1800 kgm3 jenuh air
17 Pasir kerikil koral 1850 kgm3 kering udara sampai
18 Tanah lempung dan lanau 1700 kgm3 kering udara sampai
19 Tanah lempung dan lanau 2000 kgm3 basah
20 Timah hitam timbel) 11400 kgm3
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
Tabel 22 Beban Mati Tambahan (komponen gedung)
No Material Berat Keterangan
1 Adukan per cm tebal
21
kgm2
- dari semen
- dari kapur semen merahtras 17 kgm2
2 Aspal per cm tebal 14 kgm2
3 Dinding pasangan bata merah
450
kgm2
- satu batu
- setengah batu 250 kgm2
4
Dinding pasangan batako - berlubang tebal dinding 20 cm (HB 20) tebal dinding 10 cm (HB 10)
200120
kgm2
kgm2
- tanpa lubang tebal dinding 15 cm tebal dinding 10 cm
300
200
kgm2
kgm2
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
8
Tabel 22 Beban mati tambahan (komponen gedung) (lanjutan)
No Material Berat Keterangan
5
Langit-langit amp dinding terdiri
- semen asbes (eternit) tebal
maks 4 mm
- kaca tebal 3-5 mm
11
10
kgm2
kgm2
termasuk rusuk-rusuk
tanpa pengantung atau
pengaku
6 Lantai kayu sederhana dengan 40 kgm2 tanpa langit-langit bentang
7 Penggantung langit-langit (kayu) 7 kgm2 bentang maks 5 m jarak
8 Penutup atap genteng 50 kgm2 dengan reng dan usuk kaso
9 Penutup atap sirap 40 kgm2 dengan reng dan usuk kaso
10 Penutup atap seng gelombang 10 kgm2 tanpa usuk
11 Penutup lantai ubin cm tebal 24 kgm2 ubin semen portland teraso
12 Semen asbes gelombang (5 mm) 11 kgm2
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
2112 Beban Hidup (qLL)
Beban hidup adalah semua beban yang terjadi akibat penghuni atau pengguna suatu
gedung termasuk beban ndash beban pada lantai yang berasal dari barang ndash barang yang
dapat berpindah mesin ndash mesin serta peralatan yang merupakan bagian yang tidak
terpisahkan dari gedung dan dapat diganti selama masa hidup dari gedung itu
sehingga mengakibatkan perubahan pembebanan lantai dan atap tersebut
Khususnya pada atap beban hidup dapat termasuk beban yang berasal dari air hujan
(PPIUG 1983)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
9
Beban hidup merupakan baban-beban gravitasi yang bekerja pada saat struktur
telah berfungsi namun bervariasi dalam besar dan lokasinya Contohnya adalah
beban orang furnitur perkakas yang dapat bergerak kendaraan dan barang-barang
yang dapat disimpan Secara praktis beban hidup bersifat tidak permanen
sedangkan yang lainnya sering berpindah-pindah tempatnya Karena tidak
diketahui besar lokasi dan kepadatannya besar dan posisi sebenarnya dari beban-
beban semacam itu sulit sekali ditentukan (Salmon dan Johnson 1992)
Beban hidup untuk bangunan terdiri dari beban hidup lantai dan beban hidup atap
yang bervariasi bergantung pada fungsi bangunan tersebut
Tabel 23 Beban Hidup Pada Lantai Bangunan
No Fungsi Beban Hidup
a Lantai dan tangga rumah tinggal kecuali disebut no b 200 kgm2
b Lantai amp tangga rumah tinggal sederhana dan gudang gudang tidak penting yang bukan untuk toko pabrik atau bengkel
125 kgm2
c Lantai sekolah ruang kuliah Kantor Toko toserba Restoran Hotel asrama Rumah Sakit
250 kgm2
d Lantai ruang olahraga 400 kgm2
e Lantai ruang dansa 500 kgm2
f Lantai dan balkon dalam dari ruang pertemuan yang lain dari pada yang disebut dalam a sd e seperti masjid gereja ruang pagelaranrapat bioskop dengan tempat duduk tetap
400 kgm2
g Lantai panggung dengan tempat duduk tidak tetap atau untuk penonton yang berdiri
500 kgm2
h Lantai Tangga bordes tangga dan gang dari yang disebut dalam c
300 kgm2
i Lantai Tangga bordes tangga dan gang dari yang disebut dalam d e f dan g
500 kgm2
j Lantai ruang pelengkap dari yang disebut dalam c d e f dan g
250 kgm2
k
Lantai Pabrik bengkel gudang Perpustakaan ruang arsiptoko buku toko besi ruang alat alat dan ruang mesin harus direncanakan terhadap beban hidup ditentukan tersendiri dengan minimum
400 kgm2
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
10
Tabel 23 Beban Hidup Pada Lantai Bangunan (lanjutan)
No Fungsi Beban Hidup
l Lantai gedung parkir bertingkat - Lantai bawah - Lantai tingkat lainnya
800 kgm2
400 kgm2
m Lantai balkon-balkon yang menjorok bebas keluar harus direncanakan terhadap beban hidupdari lantai ruang berbatasan dengan minimum
300 kgm2
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
Tabel 24 Beban Hidup Pada Atap
No Fungsi Beban Hidup
a Atap bagiannya dapat dicapai orang termasuk kanopi dan atap dak
100 kgm2
b Atap bagiannya tidak dapat dicapai orang (diambil min) - beban hujan - beban terpusat
20 kgm2 100 kg
c Balokgording tepi kantilever 200 kgm2
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
Berhubung peluang untuk terjadi beban hidup penuh yang membebani semua
bagian dan semua unsur struktur pemikul secara serempak selama unsur gedung
tersebut adalah sangat kecil maka pada perencanaan balok induk dan portal dari
system pemikul beban dari suatu struktur gedung beban hidupnya dikalikan
dengan suatu koefisien reduksi yang nilainya tergantung pada penggunaan
gedung yang ditinjau dan yang dicantumkan pada tabel 25
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
11
Tabel 25 Koefisien reduksi beban hidup
Penggunaan gedung
Koefisien Reduksi Beban HidupPerencanaan balok
induk dan portal Peninjauan
gempa
PERUMAHANPENGHUNIAN
Rumah tinggal asrama hotel rumah sakit
075 030
PENDIDIKAN Sekolah Ruang kuliah
090
050
PERTEMUAN UMUM Mesjid gereja bioskop restoran ruang dansa ruang pagelaran
090 050
KANTOR Kantor Bank 060 030
PERDAGANGAN
Toko toserba pasar 080 080
PENYIMPANAN
Gudang perpustakaan ruang arsip 080 080
INDUSTRI Pabrik bengkel 100 090
TEMPAT KENDARAAN
Garasi gedung parkir 090 050
GANG amp TANGGA - Perumahanpenghunian - Pendidikan kantor - Pertemuan umum perdagangan - Penyimpanan industri tempat
kendaraan
075 075 090
030 050 050
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
12
2113 Beban Angin (qWL)
Besarnya beban angin yang bekerja pada struktur bangunan tergantung dari
kecepatan angin rapat massa udara letak geografis bentuk dan ketinggian
bangunan serta kekakuan struktur Bangunan yang berada pada lintasan angin
akan menyebabkan angin berbelok atau dapat berhenti Sebagai akibatnya energi
kinetik dari angin akan berubah menjadi energi potensial yang berupa tekanan atau
hisapan pada bangunan Beban Angin adalah semua beban yang bekerja pada
gedung atau bagian gedung
Beban Angin ditentukan dengan menganggap adanya tekanan positif dan tekanan
negatif (hisapan) yang bekerja tegak lurus pada bidang yang ditinjau Besarnya
tekanan positif dan negatif yang dinyatakan dalam kgm2 ini ditentukan dengan
mengalikan tekanan tiup dengan koefisien ndash koefisien angin Tekan tiup harus
diambil minimum 25 kgm2 kecuali untuk daerah di laut dan di tepi laut sampai
sejauh 5 km dari tepi pantai Pada daerah tersebut tekanan hisap diambil minimum
40 kg m2 (dimana V adalah kecepatan angin dalam mdet yang harus ditentukan
oleh instansi yang berwenang Sedangkan koefisien angin ( + berarti tekanan dan ndash
berarti isapan ) beban tekanan angin disederhanakan dalam bentuk koefisen angin
yang di rangkum dalam tabel 26
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
13
Tabel 26 Koefisien Beban Angin
No Jenis Gedung Struktur Posisi Tinjauan Koefisien 1 Gedung tertutup
a Dinding vertikal b Atap segitiga
c Atap segitiga majemuk
- di pihak angin - di belakang angin - sejajar arah angin
- di pihak angin (α lt 65o)
- di pihak angin (65o lt α lt90o) - di belakang angin (semua sudut)
- bidang atap di pihak angin (α lt 65o ) - bidang atap di pihak angin
(65oltαlt90o) - bidang atap di belakang angin (semua sudut)
- bidang atap vertikal di belakang angin (semua sudut)
+ 09 - 04 - 04
( 002α - 04)
+ 09 - 04
( 002α - 04)
+ 09
- 04
+ 04
2 Gedung terbuka sebelah Sama dengan No1 dengan tambahan
- bid dinding dalam di pihak angin
- bid dinding dalam di belakang angin
+ 06
- 03
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
2114Beban Gempa
Perhitungan beban gempa dilakukan dengan standart Tata Cara Perencanaan
ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 1726 2012 Pada
peraturan tersebut menggunakan percepatan permukaan tanah (PGA) sebagai acuan
dasar standart Percepatan permukaan tanah adalah percepatan tanah yang sampai
ke lokasi bangunan tersebut akibat adanya gempa dari pusat gempa Variasi
percepatan permukaan tanah bervariasi tergantung jarak dari pusat gempa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
14
Sumber httpekspedisikompascomcincinapiindexphpinfografis39
Gambar 21 Jalur Cincin Api dan Gunung Berapi Sebagai Pusat Gempa
Gambar 22 Peta Gempa Pada SNI 1726 2012
Beban Gempa rencana pada SNI 1726 2012 ditetapkan sebagai gempa dengan
kemungkinan terlewati besaran nya selama umur struktur bangunan 50 tahun
sebesar 2 Untuk berbagai kategori risiko struktur bangunan gedung dan non
gedung sesuai Tabel 1 pengaruh gempa rencana terhadapnya harus dikalikan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
15
dengan suatu faktor keutamaan Ie menurut Tabel 2 Khusus untuk struktur
bangunan dengan kategori risiko IV bila dibutuhkan pintu masuk untuk
operasional dari struktur bangunan yang bersebelahan maka struktur bangunan
yang bersebelahan tersebut harus didesain sesuai dengan kategori risiko IV
Tabel 27 Kategori risiko bangunan gedung dan non gedung untuk beban
gempa
Jenis pemanfaatan Kategori risiko
Gedung dan non gedung yang memiliki risiko rendah terhadap jiwa manusia pada saat terjadi kegagalan termasuk tapi tidak dibatasi untuk antara lain
- Fasilitas pertanian perkebunan perternakan dan perikanan - Fasilitas sementara - Gudang penyimpanan - Rumah jaga dan struktur kecil lainnya
I
Semua gedung dan struktur lain kecuali yang termasuk dalam kategori risiko IIIIIV termasuk tapi tidak dibatasi untuk
- Perumahan - Rumah toko dan rumah kantor - Pasar - Gedung perkantoran - Gedung apartemen rumah susun - Pusat perbelanjaan mall - Bangunan industri - Fasilitas manufaktur - Pabrik
II
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
16
Tabel 27 Kategori risiko bangunan gedung dan non gedung untuk beban
gempa (lanjutan)
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
Jenis pemanfaatan Kategori risiko
Gedung dan non gedung yang memiliki risiko tinggi terhadap jiwa manusia pada saat terjadi kegagalan termasuk tapi tidak dibatasi untuk
- Bioskop - Gedung pertemuan - Stadion - Fasilitas kesehatan yang tidak memiliki unit bedah dan unit gawat darurat - Fasilitas penitipan anak - Penjara - Bangunan untuk orang jompo
Gedung dan non gedung tidak termasuk kedalam kategori risiko IV yang memiliki potensi untuk menyebabkan dampak ekonomi yang besar danatau gangguan massal terhadap kehidupan masyarakat sehari-hari bila terjadi kegagalan termasuk tapi tidak dibatasi untuk
- Pusat pembangkit listrik biasa - Fasilitas penanganan air - Fasilitas penanganan limbah - Pusat telekomunikasi
Gedung dan non gedung yang tidak termasuk dalam kategori risiko IV (termasuk tetapi tidak dibatasi untuk fasilitas manufaktur proses penanganan penyimpanan penggunaan atau tempat pembuangan bahan bakar berbahaya bahan kimia berbahaya limbah berbahaya atau bahan yang mudah meledak) yang mengandung bahan beracun atau peledak di mana jumlah kandungan bahannya melebihi nilai batas yang disyaratkan oleh instansi yang berwenang dan cukup menimbulkan bahaya bagi masyarakat jika terjadi kebocoran
III
Gedung dan non gedung yang ditunjukkan sebagai fasilitas yang penting termasuk tetapi tidak dibatasi untuk
- Bangunan-bangunan monumental - Gedung sekolah dan fasilitas pendidikan - Rumah sakit dan fasilitas kesehatan lainnya yang memiliki fasilitas bedah
dan unit gawat darurat - Fasilitas pemadam kebakaran ambulans dan kantor polisi serta garasi
kendaraan darurat - Tempat perlindungan terhadap gempa bumi angin badai dan tempat
perlindungan darurat lainnya - Fasilitas kesiapan darurat komunikasi pusat operasi dan fasilitas lainnya
untuk tanggap darurat - Pusat pembangkit energi dan fasilitas publik lainnya yang dibutuhkan pada
saat keadaan darurat - Struktur tambahan (termasuk menara telekomunikasi tangki penyimpanan
bahan bakar menara pendingin struktur stasiun listrik tangki air pemadam kebakaran atau struktur rumah atau struktur pendukung air atau material atau peralatan pemadam kebakaran ) yang disyaratkan untuk beroperasi pada saat keadaan darurat
Gedung dan non gedung yang dibutuhkan untuk mempertahankan fungsi struktur bangunan lain yang masuk ke dalam kategori risiko IV
IV
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
17
Tabel 28 Faktor keutamaan gempa
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
lokasi proyek berada pada daerah wilayah medan (045g = 441 ms2) sehingga
di digunakan spectrum rencana sebagai berikut
Sumber httppuskimpugoidAplikasidesain_spektra_indonesia_2011
Gambar 23 Respon Spektrum Gempa Rencana Wilayah Medan
(SNI-03-1726-2012)
Kategori risiko Faktor keutamaan gempa Ie
I atau II 10III 125IV 150
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
18
Sistem penahan gaya gempa lateral dan vertikal dasar harus memenuhi salah
satu tipe yang ditunjukkan dalam Tabel 9 atau kombinasi sistem seperti dalam
722 723 dan 724 Pembagian setiap tipe berdasarkan pada elemen vertikal
yang digunakan untuk menahan gaya gempa lateral Sistem struktur yang
digunakan harus sesuai dengan batasan system struktur dan batasan ketinggian
struktur yang ditunjukkan dalam Tabel 9 Koefisien modifikasi respons yang
sesuai R faktor kuat lebih sistem 0 Ω dan koefisien amplifikasi defleksi d C
sebagaimana ditunjukkan dalam Tabel9 harus digunakan dalam penentuan
geser dasar gaya desain elemen dan simpangan antarlantai tingkatdesain
Setiap sistem penahan gaya gempa yang dipilih harus dirancang dan didetailkan
sesuai dengan persyaratan khusus bagi sistem tersebut yang ditetapkan dalam
dokumen acuan yang berlaku seperti terdaftar dalam Tabel 9 dan persyaratan
tambahan yang ditetapkan dalam 714 Sistem penahan gaya gempa yang tidak
termuat dalam Tabel 9 diijinkan apabila data analitis dan data uji diserahkan
kepada pihak yang berwenang memberikan persetujuan yang membentuk
karakteristik dinamis dan menunjukkan tahanan gaya lateral dan kapasitas
disipasi energi agar ekivalen dengan sistem struktur yang terdaftar dalam Tabel
9 untuk nilainilai ekivalen dari koefisien modifikasi respons R koefisien kuat-
lebih sistem Ω0 dan factor amplifikasi defleksi Cd (SNI 17262012)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
19
Tabel 29 Faktor R Cd dan Ω0 untuk sistem penahan gaya gempa
Sistem penahan-gaya seismik
Koefisien modifika
si respons
Ra
Faktor kuat- lebih sistem
Ω0g
Faktor
pembesaran defleksi
Cdb
Batasan sistem struktur dan batasan
tinggi struktur h (m) c
Kategori desain seismik
B C D
d E d
F e
A Sistem dinding penumpu 711 712 713 714 715 716 717 718
1 Dinding geser beton bertulang khusus 5 2frac12 5 TB TB 48 48 30
2 Dinding geser beton bertulang biasa 4 2frac12 4 TB TB TI TI TI
3 Dinding geser beton polos didetail 2 2frac12 2 TB TI TI TI TI
4 Dinding geser beton polos biasa 1frac12 2frac12 1frac12 TB TI TI TI TI
5 Dinding geser pracetak menengah 4 2frac12 4 TB TB 12k 12k 12k
6 Dinding geser pracetak biasa 3 2frac12 3 TB TI TI TI TI
7 Dinding geser batu bata bertulang khusus 5 2frac12 3frac12 TB TB 48 48 30
8 Dinding geser batu bata bertulang h
3frac12 2frac12 2frac14 TB TB TI TI TI
9 Dinding geser batu bata bertulang biasa 2 2frac12 1frac34 TB 48 TI TI TI
10Dinding geser batu bata polos didetail 2 2frac12 1frac34 TB TI TI TI TI
11Dinding geser batu bata polos biasa 1frac12 2frac12 1frac14 TB TI TI TI TI
12Dinding geser batu bata prategang 1frac12 2frac12 1frac34 TB TI TI TI TI
13Dinding geser batu bata ringan (AAC) bertulang biasa
2 2frac12 2 TB 10 TI TI TI
14Dinding geser batu bata ringan (AAC) polos biasa
1frac12 2frac12 1frac12 TB TI TI TI TI
15Dinding rangka ringan (kayu) dilapisidengan panel struktur kayu yang ditujukanuntuk tahanan geser atau dengan lembaran baja
6frac12 3 4 TB TB 20 20 20
16Dinding rangka ringan (baja canai dingin)yang dilapisi dengan panel struktur kayuyang ditujukan untuk tahanan geser ataudengan lembaran baja
6frac12 3 4 TB TB 20 20 20
17 Dinding rangka ringan dengan panel geser dari semua material lainnya
2 2frac12 2 TB TB 10 TI TI
18Sistem dinding rangka ringan (baja canai dingin) menggunakan bresing strip datar
4 2 3frac12 TB TB 20 20 20
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
20
Tabel 29 Faktor R Cd dan Ω0 untuk sistem penahan gaya gempa (lanjutan)
Sistem penahan-gaya seismik
Koefisien modifikasi respons
Ra
Faktor kuat- lebih sistem
Ω0g
Faktor
pembesarandefleksi
Cdb
Batasan sistem struktur dan batasan
tinggi struktur h (m) c
Kategori desain seismik
B C D d E
d F
e
B Sistem rangka bangunan
1 Rangka baja dengan bresing eksentris 8 2 4 TB TB 48 48 30
2 Rangka baja dengan bresing konsentris 6 2 5 TB TB 48 48 30 3 Rangka baja dengan bresing konsentris biasa 3frac14 2 3frac14 TB TB 10j 10j TIj
4 Dinding geser beton bertulang khusus 6 2frac12 5 TB TB 48 48 30
5 Dinding geser beton bertulang biasa 5 2frac12 4 TB TB TI TI TI 6 Dinding geser beton polos detail 2 2frac12 2 TB TI TI TI TI
7 Dinding geser beton polos biasa 1frac12 2frac12 1 TB T TI TI TI
8 Dinding geser pracetak menengah 5 2frac12 4 TB TB 12k 12k 12k
9 Dinding geser pracetak biasa 4 2frac12 4 TB TI TI TI TI 10Rangka baja dan beton komposit
dengan bresing eksentris 8 2 4 TB TB 48 48 30
11Rangka baja dan beton komposit dengan bresing konsentris khusus
5 2 4frac12
TB TB 48 48 30
12Rangka baja dan beton komposit dengan bresing biasa
3 2 3 TB TB TI TI TI
13Dinding geser pelat baja dan beton komposit 6frac12 2frac12 5 TB TB 48 48 30
14Dinding geser baja dan beton komposit 6 2frac12 5 TB TB 48 48 30
15Dinding geser baja dan beton komposit biasa 5 2frac12 4 TB TB TI TI TI
16Dinding geser batu bata bertulang khusus 5frac12 2frac12 4 TB TB 48 48 30
17Dinding geser batu bata bertulang menengah 4 2frac12 4 TB TB TI TI TI
18Dinding geser batu bata bertulang biasa 2 2frac12 2 TB 48 TI TI TI
19Dinding geser batu bata polos didetail 2 2frac12 2 TB TI TI TI TI
20Dinding geser batu bata polos biasa 1frac12 2frac12 1 TB T TI TI TI
21Dinding geser batu bata prategang 1frac12 2frac12 1 TB T TI TI TI
22Dinding rangka ringan (kayu) yang dilapisi dengan panel struktur kayu yangdimaksudkan untuk tahanan geser
7 2frac12 4frac12 TB TB 22 22 22
23Dinding rangka ringan (baja canai dingin)yang dilapisi dengan panel struktur kayuyang dimaksudkan untuk tahanan geser atau dengan lembaran baja
7 2frac12 4frac12 TB TB 22 22 22
24Dinding rangka ringan dengan panel geser dari semua material lainnya
2frac12 2frac12 2frac12 TB TB 10 TB TB
25Rangka baja dengan bresing terkekang terhadap tekuk
8 2frac12 5 TB TB 48 48 30
26Dinding geser pelat baja khusus 7 2 6 TB TB 4 48 30
C Sistem rangka pemikul momen
1 Rangka baja pemikul momen khusus 8 3 5frac12 TB TB T TB TB
2 Rangka batang baja pemikul momen khusus 7 3 5frac12 TB TB 48 30 TI
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
21
Tabel 29 Faktor R Cd dan Ω0 untuk sistem penahan gaya gempa (lanjutan)
Sistem penahan-gaya seismik
Koefisien
modifikasi respons
Ra
Faktor kuat- lebih sistem
Ω0g
Faktor
pembesaran defleksi
Cdb
Batasan sistem struktur dan batasan
tinggi struktur h (m) c
Kategori desain seismik
B C Dd E
d F
e
3 Rangka baja pemikul momen menengah 4frac12 3 4 TB 1TB 10hi TIh TIi
4 Rangka baja pemikul momen biasa 3frac12 3 3 TB TB TIh TIh TIi
5 Rangka beton bertulang pemikul momen khusus
8 3 5frac12 TB TB TB TB TB
6 Rangka beton bertulang pemikul momen menengah
5 3 4frac12 TB TB TI TI TI
7 Rangka beton bertulang pemikul momen 3 3 2frac12 TB TI TI TI TI
8 Rangka baja dan beton komposit pemikul momen khusus
8 3 5frac12 TB TB TB TB TB
9 Rangka baja dan beton komposit pemikul momen menengah
5 3 4frac12 TB TB TI TI TI
10Rangka baja dan beton komposit terkekang parsial pemikul momen
6 3 5frac12 48 48 30 TI TI
11Rangka baja dan beton komposit pemikul momen biasa
3 3 2frac12 TB TI TI TI TI
12 Rangka baja canai dingin pemikul momen khusus dengan pembautan
3frac12 3o 3frac12 10 10 10 10 10
D Sistem ganda dengan rangka pemikul momen khusus yang mampu menahan paling sedikit 25 persen gaya gempayang ditetapkan
1 Rangka baja dengan bresing eksentris 8 2frac12 4 TB TB TB TB TB
2 Rangka baja dengan bresing konsentris khusus
7 2frac12 5frac12 TB TB TB TB TB
3 Dinding geser beton bertulang khusus 7 2frac12 5frac12 TB TB TB TB TB
4 Dinding geser beton bertulang biasa 6 2frac12 5 TB TB TI TI TI
5 Rangka baja dan beton komposit dengan bresing eksentris
8 2frac12 4 TB TB TB TB TB
6 Rangka baja dan beton komposit dengan bresing konsentris khusus
6 2frac12 5 TB TB TB TB TB
7 Dinding geser pelat baja dan beton 7frac12 2frac12 6 TB TB TB TB TB
8 Dinding geser baja dan beton komposit 7 2frac12 6 TB TB TB TB TB
9 Dinding geser baja dan beton komposit 6 2frac12 5 TB TB TI TI TI 10Dinding geser batu bata bertulang khusus 5frac12 3 5 TB TB TB TB TB
11Dinding geser batu bata bertulang 4 3 3frac12 TB TB TI TI TI
12Rangka baja dengan bresing terkekang terhadap tekuk
8 2frac12 5 TB TB TB TB TB
13Dinding geser pelat baja khusus 8 2frac12 6frac12 TB TB TB TB TB
E Sistem ganda dengan rangka pemikul momen menengah mampu menahan paling sedikit 25 persen gayagempayang ditetapkan
1 Rangka baja dengan bresing
konsentris khususf
6 2frac12 5 TB TB 10 TI TIhk
2 Dinding geser beton bertulang khusus 6frac12 2frac12 5 TB TB 48 30 30
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
22
Tabel 29 Faktor R Cd dan Ω0 untuk sistem penahan gaya gempa (lanjutan)
Sistem penahan-gaya seismik
Koefisien
modifikasi respons
Ra
Faktor kuat- lebih sistem
Ω0g 0
Faktor
pembesaran defleksi
Cdb
Batasan sistem struktur dan batasan
tinggi struktur h (m) c
Kategori desain seismik
B C Dd E d F e
3 Dinding geser batu bata bertulang biasa 3 3 2frac12 TB 48 TI T TI 4 Dinding geser batu bata bertulang 3frac12 3 3 TB TB TI TI TI
5 Rangka baja dan beton komposit dengan bresing konsentris khusus
5frac12 2frac12 4frac12 TB TB 48 30 TI
6 Rangka baja dan beton komposit dengan bresing biasa
3frac12 2frac12 3 TB TB TI TI TI
7 Dinding geser baja dan betonkomposit 5 3 4frac12 TB TB TI TI TI
8 Dinding geser beton bertulang biasa 5frac12 2frac12 4frac12 TB TB TI TI TI
F Sistem interaktif dinding geser-rangka dengan rangka pemikul momen beton bertulang biasa dan dinding geser beton bertulang biasa
4frac12 2frac12 4 TB TI TI TI TI
G Sistem kolom kantilever didetail untuk memenuhi persyaratan
1 Sistem kolom baja dengan kantilever khusus
2frac12 1frac14 2frac12 10 10 10 10 10
2 Sistem kolom baja dengan kantilever biasa 1frac14 1frac14 1frac14 10 10 TI TIhi TIh
i3 Rangka beton bertulang pemikul momen
khusus 2frac12 1frac14 2frac12 10 10 10 10 10
4 Rangka beton bertulang pemikul momen menengah
1frac12 1frac14 1frac12 10 10 TI TI TI
5 Rangka beton bertulang pemikul momen biasa
1 1frac14 1 10 TI TI TI TI
6 Rangka kayu 1frac12 1frac12 1frac12 10 10 10 TI TI
H Sistem baja tidak didetail secara khusus untuk ketahanan seismik tidak termasuk sistem kolom kantilever
3 3 3 TB TB TI TI TI
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
Bekerjanya beban untuk bangunan bertingkat berlaku sistem gravitasi yaitu
elemen struktur yang berada di atas akan membebani elemen struktur di
bawahnya atau dengan kata lain elemen struktur yang mempunyai kekuatan
lebih besar akan menahan atau memikul elemen struktur yang mempunyai
kekuatan lebih kecil
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
23
Dengan demikian sistem bekerjanya beban untuk elemen ndash elemen struktur
gedung bertingkat secara umum dapat dinyatakan sebagai berikut beban pelat
lantai didistribusikan terhadap balok anak dan balok portal beban balok portal
didistribusikan ke kolom dan beban kolom kemudian diteruskan ke tanah dasar
melalui pondasi
Dalam perumusan kriteria desain seismik suatu bangunan di permukaan tanah
atau penentuan amplifikasi besaran percepatan gempa puncak dari batuan dasar
ke permukaan tanah untuk suatu situs maka situs tersebut harus diklasifikasikan
terlebih dahulu Profil tanah di situs harus diklasifikasikan sesuai dengan Tabel
210 berdasarkan profil tanah lapisan 30 m paling atas Penetapan kelas situs
harus melalui penyelidikan tanah di lapangan dan dilaboratorium yang
dilakukan oleh otoritas yang berwewenang atau ahli desain geoteknik
bersertifikat dengan minimal mengukur secara independen dua dari tiga
parameter tanah yang tercantum dalam Tabel 210 Dalam hal ini kelas situs
dengan kondisi yang lebih buruk harus diberlakukan Apabila tidak tersedia data
tanah yang spesifik pada situs sampai kedalaman 30 m maka sifat-sifat tanah
harus diestimasi oleh seorang ahli geoteknik yang memiliki sertifikatijin
keahlian yang menyiapkan laporan penyelidikan tanah berdasarkan kondisi
getekniknya Penetapan kelas situs SA dan kelas situs SB tidak diperkenankan
jika terdapat lebih dari 3 m lapisan tanah antara dasar telapak atau rakit fondasi
dan permukaan batuan dasar (SNI 17262012)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
24
Tabel 210 Klasifikasi situs
Kelas situs vs (mdetik) N atau N ch su (kPa)
SA (batuan keras) gt1500 NA NA SB (batuan) 750 sampai 1500 NA NA SC (tanah keras sangat padat dan batuan lunak)
350 sampai 750 gt50
2100
SD (tanah sedang) 175 sampai 350 15sampai 50 50 sampai100 lt 175 lt15 lt 50SE (tanah lunak) Atau setiap profil tanah yang mengandung lebih dari 3 m tanah dengan
karateristik sebagai berikut 1 Indeks plastisitas PI gt 20 2 Kadar air w 2 40 3 Kuat geser niralir su lt 25 kPa
SF (tanah khusus)
Setiap profil lapisan tanah yang memiliki salah satu atau lebih dari karakteristik berikut - Rawan dan berpotensi gagal atau runtuh akibat beban gempa seperti
mudah likuifaksi lempung sangat sensitif tanah tersementasi lemah - Lempung sangat organik danatau gambut (ketebalan H gt 3 m)
- Lempung berplastisitas sangat tinggi (ketebalan H gt 75 m dengan
Indeks Plasitisitas PI gt 75 ) Lapisan lempung lunaksetengah teguh dengan ketebalan H gt 35 m
dengan su lt 50 kPa
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
- Kecepatan rata-rata gelombang geser Vs
Dimana
di = tebal setiap lapisan antara kedalaman 0 sampai 30 meter
Vsi = kecepatan gelombang geser lapisan i dinyatakan dalam meter per
detik (mdetik)
- Tahanan penetrasi standar lapangan rata-rata N
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
25
Dimana
di = tebal setiap lapisan antara kedalaman 0 sampai 30 meter
Ni = tahanan penetrasi standar 60 persen energy ( N60 ) yang terukur
langsung di lapangan tanpa koreksi dengan nilai tidak lebih dari
305 pukulanm
- Kuat geser niralir rata-rata Su
Dimana
dc = jumlah ketebalan total dari lapisan - lapisan tanah kohesif di
dalam lapisan 30 meter paling atas
Sui = kuat geser niralir (kPa) dengan nilai tidak lebih dari 250 kPa
Untuk penentuan respons spektral percepatan gempa MCER di permukaan tanah
diperlukan suatu faktor amplifikasi seismik pada perioda 02 detik dan perioda 1
detik Faktor amplifikasi meliputi faktor amplifikasi getaran terkait percepatan pada
getaran perioda pendek (Fa) dan faktor amplifikasi terkait percepatan yang
mewakili getaran perioda 1 detik (Fv) Parameter spektrum respons percepatan pada
perioda pendek (SMS) dan perioda 1 detik (SM1) Yang disesuaikan dengan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
26
pengaruh klasifikasi situs (SNI 17262012) harus ditentukan dengan perumusan
berikut ini
SMS = Fa Ss
SM1 = Fv S1
Dimana
Ss = parameter respons spektral percepatan gempa MCER terpetakan untuk
perioda pendek
S1 = parameter respons spektral percepatan gempa MCER terpetakan untuk
perioda 10 detik
dan koefisien situs Fa dan Fv mengikuti Tabel 211 dan Tabel 212
Tabel 211 Koefisien situs Fa
Kelas situs
Parameter respons spektral percepatan gempa (MCER) terpetakan padaperioda pendek T=02 detik Ss
Ss s 025 Ss = 05 Ss = 075 Ss = 10 Ss 2 125 SA 08 08 08 08 08SB 10 10 10 10 10SC 12 12 11 10 10SD 16 14 12 11 10SE 25 17 12 09 09SF SSb
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
CATATAN
- Untuk nilai-nilai antara Ss dapat dilakukan interpolasi linier
- SS = Situs yang memerlukan investigasi geoteknik spesifik dan analisis respons situs spesifik
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
27
Tabel 212 Koefisien situs Fv
Kelas situs
Parameter respons spektral percepatan gempa MCER terpetakan padaperioda 1 detik S1
S1 s 01 S1 = 02 S1 = 03 S1 = 04 S1 2 05 SA 08 08 08 08 08SB 10 10 10 10 10SC 17 16 15 14 13SD 24 2 18 16 15SE 35 32 28 24 24SF SSb
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
CATATAN
- Untuk nilai-nilai antara Ss dapat dilakukan interpolasi linier
- SS = Situs yang memerlukan investigasi geoteknik spesifik dan analisis respons situs spesifik Struktur harus ditetapkan memiliki suatu kategori desain seismik Struktur dengan
kategori risiko I II atau III yang berlokasi di mana parameter respons spektral
percepatan terpetakan pada perioda 1 detik S1 lebih besar dari atau sama dengan
075 harus ditetapkan sebagai struktur dengan kategori desain seismik E Struktur
yang berkategori risiko IV yang berlokasi di mana parameter respons spektral
percepatan terpetakan pada perioda 1 detik S1 lebih besar dari atau sama dengan
075 harus ditetapkan sebagai struktur dengan kategori desain seismik F Semua
struktur lainnya harus ditetapkan kategori desain seismiknya berdasarkan kategori
risikonya dan parameter respons spektral percepatan desainnya SDS dan SD1
Masing-masing bangunan dan struktur harus ditetapkan ke dalam kategori desain
seismik yang lebih parah dengan mengacu pada Tabel 213 atau 214 terlepas dari
nilai perioda fundamental getaran struktur T (SNI 17262012)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
28
Tabel 213 Kategori desain seismik berdasarkan parameter respons percepatan pada perioda pendek
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
Tabel 214 Kategori desain seismik berdasarkan parameter respons
percepatan pada perioda 1 detik
Nilai S D1 Kategori risiko
I atau II atau III IV
SD1 lt 0167 A A
0067 lt SD1 lt 0133 B C
0133 lt SD1 lt 020 C D
020 lt SD1 D D (Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung
dan non gedung SNI 17262012)
Geser dasar seismik V dalam arah yang ditetapkan harus ditentukan sesuai
dengan persamaan berikut
V = Cs W
Keterangan
Cs = koefisien respons seismik
W = berat seismik efektif
Berat seismik efektif struktur W menurut SNI 17262012 harus menyertakan
seluruh beban mati dan beban lainnya yang terdaftar di bawah ini
Nilai SDS Kategori risiko
I atau II atau III IV
SDS lt 0167 A A
0167 lt SDS lt 033 B C
033 lt SDS lt 050 C D
050 lt SDS D D
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
29
1 Dalam daerah yang digunakan untuk penyimpanan minimum sebesar 25
persen beban hidup lantai (beban hidup lantai di garasi publik dan struktur
parkiran terbuka serta beban penyimpanan yang tidak melebihi 5 persen
dari berat seismik efektif pada suatu lantai tidak perlu disertakan)
2 Jika ketentuan untuk partisi disyaratkan dalam desain beban lantai diambil
sebagai yang terbesar di antara berat partisi aktual atau berat daerah lantai
minimum sebesar 048 kNm2
3 Berat operasional total dari peralatan yang permanen
4 Berat lansekap dan beban lainnya pada taman atap dan luasan sejenis
lainnya
Koefisien respons seismik Cs harus ditentukan sesuai dengan
Cs =
Dimana
SDS = parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang perioda
pendek
R = faktor modifikasi respons dalam Tabel 29
Ie = faktor keutamaan gempa yang ditentukan sesuai Tabel 28
Nilai Cs yang dihitung sesuai dengan Persamaan diatas tidak perlu melebihi Cs dari
persamaan di bawah
Cs =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
30
Cs yang di dapatkan harus tidak kurang dari
Cmin = 0044 SDS Ie gt 001
Sebagai tambahan untuk struktur yang berlokasi di daerah di mana 1 S sama
dengan atau lebih besar dari 06g maka Cs harus tidak kurang dari
Cs =
Dimana
SDS = parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang perioda
pendek
SD1 = parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang sebesar
10 detik
R = faktor modifikasi respons dalam Tabel 29
Ie = faktor keutamaan gempa yang ditentukan sesuai Tabel 28
T = perioda fundamental struktur (detik)
Perioda fundamental pendekatan Ta dalam detik harus ditentukan dari
Ta = Ct
Dimana
hn = ketinggian struktur dalam (m)
Ct = koefisien prioda struktur pendekatan yang ditentukan dalam tabel 213
x = koefisien ketinggian yang ditentukan dalam tabel 213
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
31
Tabel 215 Nilai parameter perioda pendekatan Ct dan x
Tipe struktur Ct x
Sistem rangka pemikul momen di mana rangka memikul 100 persen gaya gempa yang disyaratkan dan tidak dilingkupi atau dihubungkan dengan komponen yang lebih kaku dan akan mencegah rangka dari defleksi jika dikenai gaya gempa
Rangka baja pemikul momen 00724 a 08
Rangka beton pemikul momen 00466 a 09
Rangka baja dengan bresing eksentris 00731 a 075
Rangka baja dengan bresing terkekang terhadap tekuk 00731 a 075
Semua sistem struktur lainnya 00488 a 075
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
Sebagai alternatif menurut SNI 17262012 untuk menentukan perioda fundamental
pendekatan Ta dalam detik dari persamaan berikut untuk struktur dengan
ketinggian tidak melebihi 12 tingkat di mana sistem penahan gaya gempa terdiri
dari rangka penahan momen beton atau baja secara keseluruhan dan tinggi tingkat
paling sedikit 3 m
Ta = 01N
Dimana
N = jumlah tingkat (m)
Perioda fundamental struktur harus dibatasi dengan
Tmax = Cu Ta
Dimana
Ta = waktu getar struktur dalam (m)
Cu = koefisien batas prioda struktur yang ditentukan dalam tabel 214
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
32
Tabel 216 Koefisien untuk batas perioda struktur
Parameter percepatan respons spektral desain pada 1 detik S D1
Koefisien Cu
gt 04 14 03 14 02 15
015 16
lt 01 17 (Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur
gedung dan non gedung SNI 17262012)
212 Kombinasi Pembebanan
komponen-elemen struktur dan elemen-elemen fondasi menurut SNI
17262012 harus dirancang sedemikian hingga kuat rencananya sama atau melebihi
pengaruh beban-beban terfaktor dengan kombinasi-kombinasi sebagai berikut
1 14D
2 12D + 16L + 05(Lr atau R)
3 12D + 16(Lr atau R) + (L atau 05W)
4 12D + 10 W + L + 05(Lr atau R)
5 12D + 10 E + L
6 09D + 10 W
7 09D + 10 E
8
Pengaruh beban gempa E harus ditentukan sesuai dengan berikut ini
1 Untuk penggunaan dalam kombinasi beban 5 dalam
E = Eh + Ev
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
33
2 Untuk penggunaan dalam kombinasi beban 7
E = Eh - Ev
Keterangan
E = pengaruh beban gempa
Eh = pengaruh beban gempa horisontal
Ev = pengaruh beban gempa vertikal
Pengaruh beban gempa horisontal Eh harus ditentukan sesuai dengan Persamaan
sebagai berikut
E h = ρQh
Keterangan
Q = pengaruh gaya gempa horisontal dari V atau F p
ρ = faktor redundansi
Untuk struktur yang dirancang untuk kategori desain seismik D E atau Fm
SNI 17262012 mengatur ρ harus sama dengan 13 kecuali jika satu dari dua
kondisi berikut dipenuhi di mana p diijinkan diambil sebesar 10
a Masing-masing tingkat yang menahan lebih dari 35 persen geser dasar dalam
arah yang ditinjau harus sesuai dengan Tabel 212
b Struktur dengan denah beraturan di semua tingkat dengan sistem penahan gaya
gempa terdiri dari paling sedikit dua bentang perimeter penahan gaya gempa
yang merangka pada masing-masing sisi struktur dalam masing-masing arah
ortogonal di setiap tingkat yang menahan lebih dari 35 persen geser dasar
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
34
Jumlah bentang untuk dinding geser harus dihitung sebagai panjang dinding
geser dibagi dengan tinggi tingkat atau dua kali panjang dinding geser dibagi
dengan tinggi tingkat hsx untuk konstruksi rangka ringan
Tabel 217 Persyaratan untuk masing-masing tingkat yang menahan lebih
dari 35 persen gaya geser dasar
Elemen penahan gaya lateral
Persyaratan
Rangka dengan bresing
Pelepasan bresing individu atau sambungan yang terhubung tidak akan mengakibatkan reduksi kuat tingkat sebesar lebih dari 33 persen atau sistem yang dihasilkan tidak mempunyai ketidakteraturan torsi yang berlebihan (ketidakteraturan struktur horisontal Tipe 1b)
Rangka pemikul momen
Kehilangan tahanan momen di sambungan balok ke kolom di kedua ujung balok tunggal tidak akan mengakibatkan lebih dari reduksi kuat tingkat sebesar33 persen atau sistem yang dihasilkan tidak mempunyai ketidakteraturantorsi yang berlebihan (ketidakteraturan struktur horisontal Tipe 1b)
Dinding geser atau pilar dinding dengan rasio tinggi terhadap panjang lebih besar dari 10
Pelepasan dinding geser atau pier dinding dengan rasio tinggi terhadap panjang lebih besar dari 10 di semua tingkat atau sambungan kolektor yang terhubung tidak akan mengakibatkan lebih dari reduksi kuat tingkat sebesar 33 persen atau sistem yang dihasilkan mempunyai ketidakteraturan torsi yang berlebihan (ketidakteraturan struktur horisontal Tipe 1b)
Kolom kantilever Kehilangan tahanan momen di sambungan dasar semua kolom kantilever tunggal tidak akan mengakibatkan lebih dari reduksi kuat tingkat sebesar 33 persen atau sistem yang dihasilkan mempunyai ketidakteraturan torsi yang berlebihan (ketidakteraturan struktur horisontal Tipe 1b)
Lainnya Tidak ada persyaratan
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
22 Kinerja Struktur Gedung
221 Kinerja Batas Layan
Kinerja batas layan struktur gedung ditentukan oleh simpangan antar tingkat
akibat pengaruh gempa rencana yaitu untuk membatasi terjadinya pelelehan baja
dan peretakan beton yang berlebihan di samping untuk mencegah kerusakan
nonstruktur dan ketidaknyamanan penghuni Simpangan antar-tingkat ini harus
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
35
dihitung dari simpangan struktur gedung tersebut akibat pengaruh gempa nominal
yang telah dibagi Faktor Skala
Faktor Skala =
gt 1
Dimana
V1 = Gaya geser dasar nominal sebagai respons dinamik ragam yang
pertama saja
Vt = Gaya geser dasar nominal yang didapat dari hasil analisis ragam
spektrum respons yang telah dilakukan
Gaya geser dasar nominal yang didapat dari hasil spektrum respons Analisis harus
dilakukan untuk menentukan ragam getar alami untuk struktur Analisis harus
menyertakan jumlah ragam yang cukup untuk mendapatkan partisipasi massa
ragam terkombinasi sebesar paling sedikit 90 persen dari massa aktual dalam
masing-masing arah horisontal ortogonal dari respons yang ditinjau oleh model
Parameter respons ragam untuk masing-masing parameter desain terkait gaya yang
ditinjau termasuk simpangan antar lantai tingkat gaya dukung dan gaya elemen
struktur individu untuk masing-masing ragam respons harus dihitung menggunakan
properti masing-masing ragam dan spectrum respons dibagi dengan kuantitas (R
Ie) Parameter respons terkombinasi untuk perpindahan dan kuantitas simpangan
antar lantai harus dikalikan dengan kuantitas (CdIe) Nilai untuk masing-masing
parameter yang ditinjau yang dihitung untuk berbagai ragam harus
dikombinasikan menggunakan metoda akar kuadrat jumlah kuadrat (SRSS) atau
metoda kombinasi kuadrat lengkap (CQC) sesuai dengan SNI 17262012 Metoda
CQC harus digunakan untuk masing-masing nilai ragam di mana ragam berjarak
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
36
dekat mempunyai korelasi silang yang signifikan di antara respons translasi dan
torsi
Kinerja batas ultimit struktur gedung ditentukan oleh simpangan antar-tingkat
maksimum struktur gedung akibat pengaruh gempa rencana dalam kondisi struktur
gedung di ambang keruntuhan yaitu untuk membatasi kemungkinan terjadinya
keruntuhan struktur gedung yang dapat menimbulkan korban jiwa manusia dan
untuk mencegah benturan berbahaya antar-gedung atau antar bagian struktur
gedung yang dipisah dengan sela pemisah (sela delatasi) simpangan antar-tingkat
ini harus dihitung dari simpangan struktur gedung akibat pembebanan gempa
nominal (SNI 17262002) Penentuan simpangan antar lantai tingkat desain ( ∆ )
harus dihitung sebagai perbedaan defleksi pada pusat massa di tingkat teratas dan
terbawah yang ditinjau Lihat Gambar 24 Apabila pusat massa tidak terletak
segaris dalam arah vertikal diijinkan untuk menghitung defleksi di dasar tingkat
berdasarkan proyeksi vertikal dari pusat massa tingkat di atasnya (SNI 17262012)
Gambar 24 Penentuan simpangan antar lantai
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
37
Defleksi pusat massa di tingkatx (δx) (mm) harus ditentukan sesuai dengan
persamaan berikut
δx =
Dimana
Cd = faktor amplifikasi defleksi dalam Tabel 29
δxe = defleksi pada lokasi yang disyaratkan pada pasal ini yang ditentukan
dengan analisis elastis
Ie = faktor keutamaan gempa yang ditentukan sesuai dengan tabel 28
Simpangan antar lantai tingkat desain ∆ tidak boleh melebihi simpangan antar
lantai tingkat ijin ∆a seperti didapatkan dari Tabel 213 untuk semua tingkat
Tabel 218 Simpangan antar lantai ijin
Struktur
Kategori risiko
I atau II III IV
Struktur selain dari struktur dinding geser batu bata 4 tingkat atau kurang dengan dinding interior partisi langit-langit dan sistem dinding eksterior yang telah didesain untuk mengakomodasi simpangan antar lantai tingkat
0025h c
sx 0020 hsx 0015 hsx
Struktur dinding geser kantilever batu batad 0010 hsx 0010 hsx 0010 hsx
Struktur dinding geser batu bata lainnya 0007 hsx 0007 hsx 0007 hsx
Semua struktur lainnya 0020 hsx 0015 hsx 0010 hsx
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
Dua bagian struktur gedung yang tidak direncanakan untuk bekerja sama sebagai
satu kesatuan dalam mengatasi pengaruh Gempa Rencana harus dipisahkan yang
satu terhadap yang lainnya dengan suatu sela pemisah (sela delatasi) yang lebarnya
paling sedikit harus sama dengan jumlah simpangan masing-masing bagian struktur
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
38
gedung pada taraf itu Dalam segala hal lebar sela pemisah tidak boleh ditetapkan
kurang dari 75 mm (SNI 17262012)
222 Kinerja Batas kekuatan
2221 Perencanaan Pelat Floor Deck
Floor deck pada pelat menggantikan fungsi tulangan Tarik pada daerah
lapangan Analisis pelat floor deck meggunakan metode pelat satu arah Bila pelat
mengalami rotasi bebas pada tumpuan pelat dan tumpuan sangat kaku terhadap
momen puntir maka pelat itu dikatakan jepit penuh Bila balok tepi tidak cukup
kuat untuk mencegah rotasi maka dikatakan terjepit sebagian Tebal minimum
yang ditentukan dalam Tabel 214 berlaku untuk konstruksi satu arah yang tidak
menumpu atau tidak disatukan dengan partisi atau konstruksi lain yang mungkin
akan rusak akibat lendutan yang besar kecuali bila erhitungan lendutan
menunjukkan bahwa ketebalan yang lebih kecil dapat digunakan tanpa
menimbulkan pengaruh yang merugikan
Tabel 219 Tebal Minimum Balok Non-Prategang Atau Pelat Satu Arah Bila
Lendutan Tidak Dihitung Tebal minimum h
Komponen struktur Tertumpu Satu ujung Kedua ujung Kantilever
Komponen struktur tidak menumpu atau tidak dihubungkan dengan partisi ataukonstruksi lainnya yang mungkin rusak oleh lendutan yang besar
Pelat masif satu-arah 20
24
28
10
Balok atau pelat rusuk satu-arah 16
185
21
8
(Sumber Tata cara perhitungan struktur beton untuk bangunan gedung SNI 28472002)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
39
CATATAN Panjang bentang dalam mm Nilai yang diberikan harus digunakan langsung untuk komponen struktur dengan beton normal dan tulangan tulangan Mutu 420 MPa Untuk kondisi lain nilai di atas harus dimodifikasikan sebagai berikut a Untuk struktur beton ringan dengan berat jenis (equilibrium density) w di antara 1440 sampai
1840 kgm3 nilai tadi harus dikalikan dengan (165 ndash 00003wc) tetapi tidak kurang dari 109
b Untuk fy selain 420 MPa nilainya harus dikalikan dengan (04 + fy700)
a Disain pada Momen Positif
Disain pada momen positif gaya Tarik disumbangkan oleh metal deck dan
gaya tekan disumbangkan oleh beton Dalam hal ini penampang beton
berbentuk persegi panjang
Gambar 25 Diagram tegangan momen positif floor deck
Penulangan lentur dihitung analisa tulangan tunggal dengan langkah-langkah
sebagai berikut
Mn =
Dimana ϕ= 08
Rn =
m =
ρ = 1 ndash 1 ndash
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
40
As PERLU = ρ b d
rasio tulangan minimum menggunakan syarat tulangan susut dan tulangan
suhu sebagai acuan dan di tabelkan sebagai berikut
Tabel 220 Rasio Tulangan Minimum Pada Pelat
Jenis Pelat ρmin
Pelat yang menggunakan batang tulangan ulir mutu 300 00020
Pelat yang menggunakan batang tulangan ulir atau jaring kawat las 00018
Pelat yang menggunakan tulangan dengan tegangan leleh melebihi 00018 x 400 fy
(Sumber Tata cara perhitungan struktur beton untuk bangunan gedung SNI 28472002)
Persyaratan lain yang harus dipenuhi dalam mendisain pelat satu arah adalah
jarak tulangan maximum Pasal 12 SNI 03-2847-2002 butir 64 jarak tulangan
adalah
S = ndash 25 Cc
Dimana
fs = 60 fy
Cc = Selimut Beton
b Disain pada Momen Negatif
Disain pada momen positif gaya Tarik disumbangkan oleh wiremesh dan gaya
tekan disumbangkan oleh beton Dalam hal ini penampang beton berbentuk
sebagai berikut
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
41
Gambar 26 Diagram tegangan momen negatif floor deck
2222 Perencanaan Pelat Chekered
Pelat metal didisain menggunakan metode pelat satu arah syarat batas yang
harus di penuhi pelat metal adalah
ϕMn gt Mu
dimana
ϕMn = momen nominal = Zx fy
Mu = momen ultimate
2223 Perencanaan Batang Tekan
Kekuatan tekan disain harus nilai terendah yang diperoleh berdasarkan
keadaan batas dari tekuk lentur tekuk torsi dan tekuk torsi lentur Profil dengan
dominan keruntuhan tekuk lentur kekuatan nominal nya adalah
ϕPn = 09 fcr A
tegangan kritis fcr ditentukan sebagai berikut
a Bila lt 471 ( atau lt 225 )
fcr =0658 fy
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
42
b Bila gt 471 ( atau gt 225 )
fcr =0877 fe
fe =
Dimana
K = faktor panjang efektir
L = panjang profil
r = jari jari inersia
fcr = tegangan kritis
fe = tegangan euler
λ = kelangsingan =
2224 Perencanaan Batang Lentur
Pembebanan balok disesuaikan dengan peraturan pembebanan Indonesia
untuk gedung (PPIUG) 1983 sedangkan pemakaian profil dihitung sesuai dengan
SNI 03-1729-2015
Tabel 221 Nilai kekuatan lentur berdasarkan SNI 1729 2015
PROFIL q Lr Lp MP Mr Vn
kgm m m KN m KN m KN
WF 150 x 75 x 5 x 7 1400 316 084 2354 1509 10800
WF 150 x 100 x 6 x 9 2110 530 120 3609 2346 12787
WF 200 x 100 x 45 x 7 1820 346 112 4089 2720 12830
WF 200 x 100 x 55 x 8 2130 378 112 4802 3128 15840
WF 200 x 150 x 6 x 9 3060 637 182 7108 4688 16762
WF 250 x 125 x 5 x 8 2570 420 141 7327 4845 17856
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
43
Tabel 221 Nilai kekuatan lentur berdasarkan SNI 1729 2015 (lanjutan)
PROFIL q Lr Lp MP Mr Vn
kgm m m KN m KN m KN
WF 250 x 125 x 6 x 9 2960 446 141 8443 5508 21600
WF 300 x 150 x 55 x 8 3200 475 167 10920 7208 23602
WF 300 x 150 x 65 x 9 3670 497 167 12528 8177 28080
WF 350 x 175 x 6 x 9 4140 553 197 16538 10897 29894
WF 350 x 175 x 7 x 11 4960 593 200 20179 13175 35280
WF 400 x 200 x 7 x 11 5660 646 227 26100 17170 39917
WF 400 x 200 x 8 x 13 6600 684 230 30861 20230 46080
WF 450 x 200 x 9 x 14 7600 667 223 38913 25330 58320
WF 500 x 200 x 10 x 16 8960 669 219 50311 32470 72000
WF 600 x 200 x 11 x 17 10600 628 209 68714 44030 95040
HB 100 x 100 x 6 x 8 1720 724 125 2018 1300 8640
HB 125 x 125 x 65 x 9 2380 806 158 3578 2312 11700
HB 150 x 150 x 7 x 10 3150 895 190 5748 3723 15120
HB 175 x 175 x 75 x 11 4020 981 222 8628 5610 18900
HB 200 x 200 x 8 x 12 4990 1072 255 12314 8024 23040
HB 250 x 250 x 9 x 14 7240 1255 319 22483 14739 32400
HB 300 x 300 x 10 x 15 9400 1376 381 35152 23120 43200
HBC 350 x 350 x 12 x 19 13700 1718 449 59834 39100 60480
HBC 400 x 400 x 13 x 21 17200 1903 513 86402 56610 74880
WFC 600 x 300 x 12 x 20 15100 1045 348 103413 68340 101606
WFC 700 x 300 x 13 x 24 18500 1041 344 149968 97920 131040
WFC 800 x 300 x 14 x 26 21000 1010 336 191889 123930 161280
WFC 900 x 300 x 16 x 28 24300 984 324 244178 155380 207360
- Profil I dan Kanal
a Kontrol Momen
ϕMn = 09 Mn
- Apabila L lt Lp
Mn = Mp = Zx fy
- Apabila Lp lt L lt Lr
Mn = Cb Mp ndash ( Mp- Mr)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
44
Apabila L gt Lr
Mn = Mcr = radic 1
=
lt 23
=
= 4 2
=
1 1
= 176
Untuk profil I konstanta torsi dan konstanta warping adalah
J = [ 2b + h ]
Cw =
Untuk profil kanal konstanta torsi dan konstanta warping adalah
J = [ 2b + h ]
Cw = [
]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
45
Gambar 27 Kuat Momen Lentur Nominal Akibat Tekuk Torsi Lateral
b Kontrol Geser
Untuk profil I
= 060 fyw Aw lt Vu
Persamaan diatas dapat dipenuhi bila syarat kelangsingan untuk tebal pelat web
sebagai berikut
lt
c Kontrol Lendutan
Batas-batas lendutan untuk keadaan kemampuan-layan batas harus sesuai
dengan struktur fungsi penggunaan sifat pembebanan serta elemen-elemen
yang didukung oleh struktur tersebut Batas lendutan maksimum diberikan
dalam Tabel dibawah
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
46
Tabel 222 Batas Lendutan Maksimum
Komponen struktur dengan beban tidak Beban tetap Beban
Balok pemikul dinding atau finishing yang getas L360 - Balok biasa L240 - Kolom dengan analisis orde pertama saja h500 h200 Kolom dengan analisis orde kedua h300 h200
(Sumber Tata cara perencanaan struktur baja untuk bangunan gedung SNI 17292002)
- Profil Siku
a Kontrol Momen
ϕMn = 09 Mn
- Momen Leleh
Mn = 15 My
Dimana
My = momen leleh di sumbu lentur
- Momen dengan tekuk torsi lateral
1 Bila Me lt My
Mn = [ 092 -
] Me
2 Bila Me gt My
Mn = [ 192 ndash 117 ] Me lt 15 My
Lentur di sumbu utama major dari baja siku kaki sama
Me =
Dimana
Lb = Panjang profil tak terkekang
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
47
b = lebar siku
E = elastisitas profil siku
t = tebal profil siku
Me = momen tekuk lateral-torsi elastis
b kontrol geser
ϕVn = 09 06 Aw fy cv
Dimana Vn = kekuatan geser penampang Aw = luas badan = b x t fy = tegangan leleh profil siku Nilai cv dari persamaan diatas ditentukan dengan
- Bila
lt 11
cv = 1
- Bila
11
lt lt 137
cv = 11
x
- Bila
gt 137
cv =
x
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
48
2225 Perencanaan Balok Kolom
Komponen struktur yang mengalami momen lentur dan gaya aksial harus
direncanakan memenuhi ketentuan sebagai berikut
Untuk
gt 02
+ (
+
) lt 1
Untuk
lt 02
+ (
+
) lt 1
Dimana
Pu = Gaya aksial (tarik atau tekan) terfaktor N
Pn = Kuat nominal penampang N
ϕ = Faktor reduksi kekuatan
= 09 untuk aksial tarik
= 09 untuk aksial tekan
Mux = Momen lentur terfaktor terhadap sumbu-x
Muy = Momen lentur terfaktor terhadap sumbu-y
Mnx = Kuat nominal lentur penampang terhadap sumbu-x
Mny = Kuat nominal lentur penampang terhadap sumbu-y
ϕb = Faktor reduksi kekuatan lentur = 09
2226 Perencanaan Balok Komposit
Menurut SNI 17292015 lebar efektif balok komposit adalah
- seperdelapan dari bentang balok pusat-ke-pusat tumpuan
- setengah jarak ke sumbu dari balok yang berdekatan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
49
- jarak ke tepi dari pelat
Kekuatan Lentur Positif balok komposit bisa di disain secara plastis jika memenuhi
lt 376 Jika gt 376 maka momen harus di tentukan dengan
superposisi tegangan elastis (SNI 17292015) Nilai ultimate dari momen lentur
dapat di tinjau dari 2 kondisi yaitu
1 Sumbu netral jatuh pada pelat beton
Besar nya gaya tekan pada kondisi ultimate adalah
C = 085 a be
Gaya tarik pada profil baja adalah
T = As fy
Gaya tarik floor deck adalah
T = Afd fu
Jika ẏ gt (tf - hfd) keseimbangan gaya C = T maka diperoleh
a =
Lengan kopel terhadap gaya tekan
d1 = ts ndash ċ -
d2 = + ts -
Kuat momen lentur nominal positif balok komposit adalah
ϕMn = 09 [ As fy ( d2 ) + Afd fu ( d1 ) ]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
50
Gambar 28 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan ẏ lt (ts - hfd)
Gambar 29 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan ẏ gt (ts - hfd)
Jika ẏ lt (tf - hfd) gaya tarik floor deck adalah
T = Aefd fu
keseimbangan gaya C = T maka diperoleh
a =
Lengan kopel terhadap gaya tekan
d1 = ts ndash ċ -
d2 = + ts -
Kuat momen lentur nominal positif balok komposit adalah
ϕMn = 09 [ As fy ( d2 ) + Aefd fu ( d1 ) ]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
51
2 Sumbu netral jatuh pada baja profil
Besar nya gaya tekan pada kondisi ultimate adalah
Cc = 085 a be
Gaya tarik pada profil baja adalah
T = As fy
Keseimbangan gaya diperoleh
Trsquo = Cc + Cs
Besarnya Trsquo sekarang lebih kecil daripada Asfy yaitu
Trsquo = As fy - Cs
Sehingga gaya tekan profil baja
Cc + Cs = As fy - Cs
2Cs = Cc + As fy
Cs =
Jika ẏ lt (ts + tf) Pusat tarik profil
ӯ = ẏ ẏ
ẏ
lengan kopel terhadap pusat tarik
d1 = d ndash ӯ - (ẏ - ts)
d2 = d ndash ӯ + pusat tekan beton
kapasitas lentur positif nominal
ϕMn = 09 [ Cc ( d2 ) + Cs ( d1 ) ]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
52
Gambar 210 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan ẏ lt (ts + tf)
Jika (ts+ d) gt ẏ gt (ts + tf) Pusat tarik profil adalah
ӯ
ndash ẏ ẏ
ẏ
Lengan kopel terhadap gaya tarik
d1 = d ndash ӯ - tf
d2 = d ndash ӯ ndash tf - (ẏ - tf)
d3 = d ndash ӯ + pusat tekan beton
kapasitas lentur positif nominal
ϕMn = 09 [ Cc ( d3 ) + Csf ( d2 ) + Csw ( d1 ) ]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
53
Gambar 211 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan ẏ gt (ts + tf)
Dimana
As = Luas baja profil mm2
Afd = Luas floor deck mm2
Aefd = Luas efektif floor deck mm2
a Tinggidariluasantekanbetonmm
bE Lebarefektifbeton
C = Gaya tekan KN
Ċ = Titik berat floor deck mm
d = Tinggi baja profil mm
= Tegangan leleh baja profil
= Tegangan ultimate floor deck
hfd = Tinggi floor deck
ts = Tebal pelat lantai mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
54
Kapasitas momen lentur negative menurut SNI 17292015 dapat di tentukan dari
kapasitas momen nominal dari profil baja itu sendiri sebagai alternatif dapat
ditentukan kapasitas momen negatif dari distribusi plastis penampang komposit
untuk keadaan leleh asalkan menenuhi
- Balok baja adalah penampang kompak dan dibreising secara cukup
- Steel headed stud atau angkur kanal baja yang menyambungkan pelat ke
balok baja pada daerah momen negatif
- Tulangan pelat yang paralel pada balok baja di lebar efektif pelat
diperhitungkan dengan tepat
Nilai ultimate dari momen lentur negatif komposit adalah
Gaya tarik tulangan
Tsr = Asr fyr
Gaya tarik floor deck
Tfd = Afd fu
Gaya tarik total
T = Tsr + Tfd
Gaya tekan maximum profil baja
Cmax = As fy
Jika Cmax gt T maka titik berat berada pada profil baja
T + Ts = Cmax ndash Ts
2Ts = Cmax ndash T
Ts = (Cmax ndash T)
Jika sumbu netral jatuh di sayap maka
b t fy = Ts
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
55
Gambar 212 Diagram tegangan balok komposit momen negatif dengan ts gt ẏ gt (ts + tf)
tc =
Pusat gaya tekan
ӯ = ẏ ẏ
ẏ
Lengan kopel terhadap gaya tekan
d1 = d ndash ӯ ndash tc
d2 = d ndash ӯ + Ċ
d3 = d ndash ӯ + ts ndash selimut pelat - empty
Momen nominal
ϕMn = 09 [Mn1 + Mn2 + Mn3]
= Tsr d3 + Tfd d2 + t fy d1
Jika sumbu netral jatuh di web maka
h tw fy = Ts - Tf
hrsquo =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
56
Gambar 213 Diagram tegangan balok komposit momen negatif dengan ẏ gt (ts + tf)
Pusat gaya tekan
ӯ ndash
Lengan kopel terhadap gaya tekan
d1 = d ndash ӯ ndash tf - hrsquo
d2 = d ndash ӯ ndash tf
d3 = d ndash ӯ + Ċ
d4 = d ndash ӯ + ts ndash selimut pelat - empty
Momen nominal
ϕMn = 09 [Mn1 + Mn2 + Mn3 + Mn4]
= Tsr d4 + Tfd d3 + tf fy d2 + hrsquo tw fy d1
Kekuatan geser yang tersedia dari balok komposit dengan steel headed stud atau
angkur kanal baja harus ditentukan berdasarkan properti dari penampang baja
sendiri Kekuatan geser nominal satu angkur steel headed stud yang ditanam pada
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
57
suatu pelat beton solid atau pada suatu pelat komposit dengan dek harus ditentukan
sebagai berikut
Qn = 05 Asc lt Rg Rp Asc fu
Dimana
Asc = Luas penampang shear conector
fcrsquo = Kuat tekan beton
Ec = Modulus elastisitas beton
fu = kuat putus shear conektor
Rg = 10 untuk
a Satu angkur steel headed stud yang di las pada suatu rusuk
dek baja dengan dek yang diorientasikan tegak lurus terhadap
profil baja
b Sejumlah dari angkur steel headed stud di suatu lajurbaris
secara langsung terhadap profil baja
c Sejumlah dari angkur steel headed stud yang di las pada
suatu lajur sampai dek baja dengan dek diorientasikan paralel
terhadap profil baja dan rasio dari lebar rusuk rata-rata
terhadap kedalaman rusuk ge 15
085 untuk
a Dua angkur steel headed stud yang dilas pada suatu rusuk
dek baja dengan dek diorientasikan tegak lurus terhadap
profil baja
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
58
b Satu angkur steel headed stud yang di las melewati dek baja
dengan dek diorientasikan paralel terhadap profil baja dan
rasio dari lebar rusuk rata-rata terhadap kedalaman rusuk lt
15
07 untuk tiga atau lebih angkur steel headed stud yang dilas pada
suatu rusuk dek baja dengan dek yang diorientasikan tegak lurus
terhadap profil baja
Rp = 075 untuk
a Angkur steel headed stud yang dilas secara langsung pada
profil baja
b Angkur steel headed stud yang dilas pada suatu pelat komposit
dengan dek yang diorientasikan tegak lurus terhadap balok dan
emid-ht ge 2 in (50 mm) Angkur steel headed stud yang dilas
melewati dek baja atau lembaran baja yang digunakan sebagai
material pengisi gelagar dan ditanam pada suatu pelat
komposit dengan dek diorientasikan paralel terhadap balok
tersebut
06 untuk angkur steel headed stud yang di las pada suatu pelat
komposit dengan dek diorientasikan tegak lurus terhadap balok
dan emid-ht lt 2 in (50 mm)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
59
emid-ht = jarak dari tepi kaki angkur steel headed stud terhadap
badan dek baja diukur di tengahtinggi dari rusuk dek
dan pada arah tumpuan beban dari angkur steel headed
stud (dengan kata lain pada arah dari momen maksimum
untuk suatu balok yang ditumpu sederhana)
Tabel 223 Nilai untuk Rg dan Rp untuk setiap kasus Kapasitas untuk angkur steel headed stud
Kondisi Rg Rp
Tanpa dek 10 10 Dek diorientasi paralel terhadap profil baja
gt 15 lt 15
10
085
075
075
Dek diorientaskan tegak lurus terhadap profil
10
06
baja Jumlah dari angkur steel headed stud yangmemiliki rusuk dek yang sama
1 2 085 06
+3 atau lebih 07 06+
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015) Catatan Wr = lebar rata-rata dari rusuk atau voute beton hr = tinggi rusuk nominal untuk suatu angkur steel headed stud tunggal nilai ini dapat ditingkatkan sampai 075 bila emid-ht gt 51 mm
2227 Perencanaan Sambungan Las
Luas efektif dari suatu las sudut adalah panjang efektif dikalikan dengan throat
efektif Throat efektif dari suatu las sudut merupakan jarak terpendek (garis tinggi)
dari perpotongan kaki las ke muka las diagrammatik Suatu penambahan dalam
throat efektif diizinkan jika penetrasi konsisten di luar jarak terpendek (garis tinggi)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
60
dari perpotongan kaki las ke muka las diagrammatik yang dibuktikan melalui
pengujian dengan menggunakan proses produksi dan variabel prosedur Untuk las
sudut dalam lubang dan slot panjang efektif harus panjang dari sumbu las
sepanjang pusat bidang yang melalui throat Pada kasus las sudut yang
beroverlap luas efektif tidak boleh melebihi luas penampang nominal dari lubang
atau slot dalam bidang permukaan lekatan (SNI 17292015)
Sumber httpwwwtwi-globalcomtechnical-knowledgejob-knowledgedesign-part-2-091
Gambar 214 Tebal efektif las sudut Ukuran minimum las sudut menurut SNI 17292015 harus tidak kurang dari ukuran
yang diperlukan untuk menyalurkan gaya yang dihitung atau ukuran seperti yang
tertera dalam Tabel 223 Ukuran maksimum dari las sudut dari bagian-bagian yang
tersambung harus
a Sepanjang tepi material dengan ketebalan kurang dari frac14 in (6 mm) tidak
lebih besar dari ketebalan material
b Sepanjang tepi material dengan ketebalan frac14 in (6 mm) atau lebih tidak
lebih besar dari ketebalan material dikurangi 116 in (2 mm) kecuali las
yang secara khusus diperlihatkan pada gambar pelaksanaan untuk
memperoleh ketebalan throat-penuh Untuk kondisi las yang sudah jadi
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
61
jarak antara tepi logam dasar dan ujung kaki las boleh kurang dari 116 in
(2 mm) bila ukuran las secara jelas dapat diverifikasi
Tabel 224 Tebal minimum las sudut
Ketebalan Material dari Bagian Paling Tipis yang Tersambung in (mm)
Ukuran Minimum Las Sudut[a] in (mm)
Sampai dengan frac14 (6) 18 (3) Lebih besar dari frac14 (6) sampai dengan frac12 (13) 316 (5)
Lebih besar dari frac12 (13) sampai dengan frac34 (19) frac14 (6) Lebih besar dari frac34 (19) 516 (8)
[a] Dimensi kaki las sudut Las pas tunggal harus digunakan Catatan Lihat Pasal J22b untuk ukuran maksimum las sudut
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015)
Panjang minimum dari las sudut yang dirancang berdasarkan kekuatan tidak boleh
kurang dari empat kali ukuran las nominal atau ukuran lain dari las harus
diperhitungkan tidak melebihi frac14 dari panjangnya Jika las sudut longitudinal saja
digunakan pada sambungan ujung dari komponen struktur tarik tulangan-rata
panjang dari setiap las sudut tidak boleh kurang dari jarak tegak lurus antaranya
Gambar 215 Panjang las longitudinal
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
62
Kekuatan desain ϕRn yang dilas harus merupakan nilai terendah dari kekuatan
material dasar yang ditentukan menurut keadaan batas dari keruntuhan tarik dan
keruntuhan geser dan kekuatan logam las yang ditentukan menurut keadaan batas
dari keruntuhan berikut ini
Untuk logam dasar
ϕRn = 075 fn BM ABM
Untuk logam las
ϕRn = 075 fne AWE
Dimana
fn BM = tegangan nominal dari logam dasar ksi (MPa)
fne = tegangan nominal dari logam las ksi (MPa)
ABM = luas penampang logam dasar in2 (mm2)
AWE = luas efektif las in2 (mm2)
kelompok las linear dengan suatu ukuran kaki yang seragam dibebani
melalui titik berat
ϕRn = 075 fne AWE
dan
fne = 060 fEXX ( 1 + 05sin15 θ )
dimana
fEXX = kekuatan klasifikasi logam pengisi ksi (MPa)
θ = sudut pembebanan yang diukur dari sumbu longitudinal las derajat
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
63
Kekuatan sambungan las pada sambungan pemikul momen adalah
ϕMn = sum ϕPlas d
Dimana
ϕMn = Kekuatan nominal sambungan las terhadap momen
ϕPlas = Gaya las terkoreksi
d = Lengan kopel terhadap garis netral
Gambar 216 Momen plastis siklik pada sambungan pemikul momen
2228 Perencanaan Sambungan Baut
Semua baut kekuatan-tinggi yang disyaratkan pada gambar desain yang digunakan
dalam pra-tarik atau joint kritis-slip harus dikencangkan dengan suatu ketegangan
baut tidak kurang dari yang diberikan dalam Tabel 224 kuat tarik nominal dan
kuat geser nominal pada sambungan tipe tumpu diberikan dalam tabel 225 dan
ukuran lubang maksimum untuk baut diberikan dalam Tabel 226 Jarak antara
pusat-pusat standar ukuran-berlebih atau lubang-lubang slot tidak boleh kurang
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
64
dari 2 23 kali diameter nominal d dari pengencang suatu jarak 3d yang lebih
disukai Jarak dari pusat lubang standar ke suatu tepi dari suatu bagian yang
disambung pada setiap arah tidak boleh kurang dari nilai yang berlaku dari Tabel
227 Jarak maksimum dari pusat setiap baut ke tepi terdekat dari bagian-bagian
dalam kontak harus 12 kali ketebalan dari bagian yang disambung akibat
perhitungan tetapi tidak boleh melebihi 6 in (150 mm) (SNI 17292015) Spasi
longitudinal pengencang antara elemen-elemen yang terdiri dari suatu pelat dan
suatu profil atau dua pelat pada kontak menerus harus sebagai berkut
1 Untuk komponen struktur dicat atau komponen struktur tidak dicat yang
tidak menahan korosi spasi tersebut tidak boleh melebihi 24 kali ketebalan
dari bagian tertipis atau 12 in (305 mm)
2 Untuk komponen struktur tidak dicat dari baja yang berhubungan dengan
cuaca yang menahan korosi atmospheric spasi tidak boleh melebihi 14 kali
ketebalan dari bagian tertipis atau 7 in (180 mm)
Catatan Dimensi pada (a) dan (b) tidak berlaku untuk elemen-elemen yang terdiri
dari dua profil dalam kontak menerus
Tabel 225 Pratarik baut minimum kN
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015)
Ukuran Baut mm Baut A325M Baut A490MM16 91 114 M20 142 179 M22 176 221 M24 205 257 M27 267 334 M30 326 408 M36 475 595
Sama dengan 070 dikalikan kekuatan tarik minimum baut dibulatkan mendekati kN seperti disyaratkan dalam spesifikasi untuk baut ASTM A325M dan A490M dengan ulir UNC
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
65
Kekuatan tarik atau geser desain dari suatu baut snug-tightened atau baut kekuatan-
tinggi pra-tarik atau bagian berulir harus ditentukan sesuai dengan keadaan batas
dari keruntuhan tarik dan keruntuhan geser sebagai berikut
ϕRn = 075 fn AB
Dimana
AB = Luas penampang baut
fn = kuat nominal baut terhadap tarik (fnt) atau geser (fnv) (tabel 225)
Kekuatan tarik yang tersedia dari baut yang menahan kombinasi gaya tarik dan
geser harus ditentukan sesuai dengan keadaan batas dari keruntuhan geser sebagai
berikut
ϕRn = 075 fnrsquo AB
dan
fnrsquo = 13 fnt -
frv lt fnt
dimana
fnrsquo = tegangan tarik nominal yang dimodifikasi mencakup efek tegangan
geser ksi (MPa)
fnt = tegangan tarik nominal dari Tabel 225 ksi (MPa)
fnv = tegangan geser dari Tabel 225 ksi (MPa)
frv = tegangan geser yang diperlukan ksi (MPa)
Tegangan geser yang tersedia dari sarana penyambung sama dengan atau melebihi
tegangan geser yang diperlukanfrv
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
66
Catatan Catatan bahwa bila tegangan yang diperlukan f baik geser atau tarik
yang kurang dari atau sama dengan 30 persen dari tegangan yang tersedia yang
sesuai efek kombinasi tegangan tidak perlu diperiksa
Tabel 226 Kekuatan nominal pengencang dan bagian yang berulir ksi (MPa)
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015) Tabel 227 Dimensi Lubang Nominal mm
Diameter
Baut
Dimensi LubangStandar
(Diameter)Ukuran-lebih
(Diameter)Slot-Pendek
(Lebar x Panjang)Slot-Panjang
(Lebar x Panjang)M16 18 20 18 x 22 18 x 40M20 22 24 22 x 26 22 x 50M22 24 28 24 x 30 24 x 55M24 27[a] 30 27 x 32 27 x 60M27 30 35 30 x 37 30 x 67M30 33 38 33 x 40 33 x 75ge M36 d + 3 d + 8 (d + 3) x (d + 10) (d + 3) x 25d
[a] Izin yang diberikan memungkinkan penggunaan baut 1 in jika diinginkan (Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015)
Deskripsi Pengencang Kekuatan Tarik
Nominal Fnt ksi (MPa)[a]
Kekuatan Geser Nominal dalam Sambungan Tipe-
Tumpu Fnv ksi (MPa)[b]
Baut A307 45 (310) 27 (188) [c][d]
Baut group A (misal A325) bila ulir tidak dikecualikan dari bidang geser
90 (620) 54 (372)
Baut group A (misal A325) bila ulir tidak termasuk dari bidang geser
90 (620) 68 (457)
Baut A490 atau A490M bila ulir tidak dikecualikan dari bidang geser
113 (780) 68 (457)
Baut A490 atau A490M bila ulir tidak termasuk dari bidang geser
113 (780) 84 (579)
Bagian berulir yang memenuhi persyaratan Pasal A34 bila ulir tidak dikecualikan dari bidang geser
075 Fu 0450 Fu
Bagian berulir yang memenuhi persyaratan Pasal A34 bila ulir tidak termasuk dari bidang geser
075 Fu 0563 Fu
[a]untuk baut kekuatan tinggi yang menahan beban fatik tarik[b]Untuk ujung sambungan yang dibebani dengan panjang pola pengencang lebih besar dari 38 in (965 mm) Fnv harus direduksi sampai 833 dari nilai tabulasi Panjang pola pengencang merupakan jarak maksimum sejajar dengan garis gaya antara sumbu baut-baut yang menyambungkan dua bagian dengan satu permukaan lekatan [c]Untuk baut A307 nilai yang ditabulasikan harus direduksi sebesar 1 persen untuk setiap 116 in (2 mm) di atas diameter 5 dari panjang pada pegangangrip tersebut [d]Ulir diizinkan pada bidang geser
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
67
(a) Sambungan tidak diperkaku (b) Sambungan diperkaku (c) Sambungan diperkaku + pengaku kolom
Tabel 228 Jarak tepi minimum dari pusat lubang standar ke tepi dari bagian
yang disambung
Diameter Baut (mm) Jarak Tepi Minimum 16 22 20 26 22 28 24 30 27 34 30 38 36 46
Di atas 36 125d [a]Jika diperlukan jarak tepi terkecil diizinkan asalkan ketentuan yang sesuai Pasal J310 dan J4 dipenuhi tetapi jarak tepi yang kurang dari satu diameter baut tidak diizinkan tanpa persetujuan dari Insinyur yang memiliki izin bekerja sebagai perencana [b]Untuk ukuran-berlebih atau lubang-lubang slot lihat Tabel J35M
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015)
Beberapa aplikasi dari sambungan baut adalah sambungan pemikul momen dan
sambungan geser Prinsip dasar dari sambungan baut adalah baut menahan gaya
geser dan gaya tarik
1 Sambungan pemikul momen
Gambar 217 Sambungan pemikul momen menurut AISC 2003
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
68
Gambar 219 Menentukan Muc
Perencanaan sambungan baut untuk balok kolom lebih kuat dari profil yang
disambung untuk menghindari prilaku sambungan yg runtuh getas Momen
rencana untuk sambungan adalah
- Sambungan tidak diperkaku
Muc = Mp + Vu (k) k terkecil dari d atau 3b
- Sambungan diperkaku
Muc = Mp + Vu (Lst + tp)
Gambar 218 Lokasi sendi plastis
Lst =
Gambar 220 Geometri sambungan end-plate
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
69
Sambungan end-plate pada umum nya mempunya 2 buat setiap baris jika dibebani
sampai kondisi ultimate maka reaksi setiap baut adalah 2Pt kapasitas sambungan
tanpa efek prying maka momen kapasitas sambungan adalah jumlah kumulatif
statis momen gaya reaksi baut tarik 2Pt terhadap titik resultan desak di pusat berat
pelat sayap profil (Dewobroto 2016) Kuat sambungan berdasarkan baut tanpa efek
prying adalah
ϕMnp = 2 ϕPt sum
= 2 ϕPt sum (h0 + h1 + h3 hellip hi)
Dimana
Mnp = kapasitas sambungan end-plate didasarkan pada kuat tarik tanpa
efek prying
Pt = gaya reaksi tarik baut
Gambar 221 Momen kopel baut tarik terhadap sayap tekan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
70
Tabel 229 Kapasitas sambungan end-pelat menurut AISC 2003
No Kapasitas Sambungan
1
Konfigurasi 4 baut tanpa pengaku
2
Konfigurasi 4 baut dengan pengaku
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
71
Tabel 229 Kapasitas sambungan end-pelat menurut AISC 2003 (lanjutan)
No Kapasitas Sambungan
3
Konfigurasi 6 baut tanpa pengaku
4
Konfigurasi 8 baut tanpa pengaku
Sumber Extended end-plateed moment connections seismic and wind applications AISC 2003
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
72
2 Sambungan Geser
Gambar 222 Sambungan balok anak ke balok induk
Perencanaan sambungan baut untuk geser juga harus lebih kuat dari profil yang
disambung untuk menghindari prilaku sambungan yg runtuh getas Gaya geser
rencana untuk sambungan adalah gaya geser ultimate balok anak sehingga
jumlah baut yg diperlukan adalah
=
Dimana
= kuat geser nominal profil
= kuat geser minimum baut
223 Disain untuk stabilitas
Stabilitas harus disediakan untuk struktur secara keseluruhan dan untuk setiap
elemennya Efek terhadap stabilitas struktur dan elemen-elemennya harus
memperhitungkan hal-hal berikut
1 lentur geser dan deformasi komponen struktur aksial dan semua deformasi
lainnya yang memberi kontribusi terhadap perpindahan struktur
2 efek orde-kedua (kedua efek P-∆ dan P-δ)
3 ketidaksempurnaan geometri
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
73
4 reduksi kekakuan akibat inelastisitas
5 ketidakpastian dalam kekakuan dan kekuatan Semua efek yang bergantung
beban harus dihitung di level pembebanan sesuai dengan kombinasi beban
Direct Analysis Method (DAM) dibuat untuk mengatasi keterbatasan Effective
Length Method (ELM) yang merupakan strategi penyederhanaan analisis cara
manual Akurasi DAM dapat diandalkan karena memakai komputer dan
mempersyaratkan program analisis struktur yang dipakai seperti
1 Dapat memperhitungkan deformasi komponen-komponen struktur dan
sambungannya yang mempengaruhi deformasi struktur keseluruhan
Deformasi komponen yang dimaksud berupa deformasi akibat lentur aksial
dan geser Persyaratan ini cukup mudah hampir sebagian besar program
komputer analisa struktur berbasis metoda matrik kekakuan apalagi
lsquometoda elemen hinggarsquo yang merupakan algoritma dasar ana-lisa struktur
berbasis komputer sudah memasukkan pengaruh deformasi pada elemen
formulasinya (Dewobroto 2013)
2 Pengaruh Orde ke-2 (P-Δ amp P-δ) Program komputer yang dapat
menghitung gaya-gaya batang dengan analisa struktur orde ke-2 yang
mempertimbangkan pengaruh P-Δ dan P-δ adalah sangat penting dan
menentukan Umumnya program komputer komersil bisa melakukan
analisa struktur orde ke-2 meskipun kadangkala hasilnya bisa berbeda satu
dengan lain-nya Oleh karena itu diperlukan verifikasi terhadap kemam-
puan program komputer yang dipakai Ketidaksempurnaan terjadi ketika
program ternyata hanya mampu memperhi-tungkan pengaruh P-Δ saja
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
74
tetapi tidak P-δ Adapun yang dimaksud P-Δ adalah pengaruh pembebanan
akibat terjadinya perpindahan titik-titik nodal elemen sedangkan P-δ adalah
pengaruh pembebanan akibat deformasi di elemen (di antara dua titik nodal)
(Dewobroto 2013) seperti terlihat pada Gambar 28 di bawah
Gambar 223 Pengaruh Orde ke-2 (AISC 2010)
3 Perhitungan stabilitas struktur modern didasarkan anggapan bah-a
perhitungan gaya-gaya batang diperoleh dari analisa struktur elastik orde-2
yang memenuhi kondisi keseimbangan setelah pembebanan yaitu setelah
deformasi Ketidak-sempurnaan atau cacat dari elemen struktur seperti
ketidaklurusan batang akibat proses fabrikasi atau konsekuensi adanya
toleransi pelaksanaan lapangan akan menghasilkan apa yang disebut efek
destabilizing Adanya cacat bawaan (initial imperfection) yang
mengakibatkan efek destablizing dalam Direct Analysis Method (DAM)
dapat diselesaikan dengan dua cara yaitu [1] cara pemodelan langsung cacat
pada geometri model yang dianalisis atau [2] memberikan beban notional
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
75
(beban lateral ekivalen) dari sebagian prosentasi beban gravitasi (vertikal)
yang bekerja Cara pemodelan langsung dapat diberikan pada titik nodal
batang yang digeser untuk sejumlah tertentu perpindahan yang besarnya
diambil dari toleransi maksimum yang diperbolehkan dalam perencanaan
maupun pelaksanaan Pola penggeseran titik nodal pada pemodelan
langsung harus dibuat sedemikian rupa sehingga memberikan efek
destabilizing terbesar Pola yang dipilih dapat mengikuti pola lendutan hasil
pembebanan atau pola tekuk yang mungkin terjadi Beban notional
merupakan beban lateral yang diberikan pada titik nodal di semua level
berdasarkan prosentasi beban vertikal yang bekerja di level tersebut dan
diberikan pada sistem struktur penahanbeban gravitasi melalui rangka atau
kolom vertikal atau dinding sebagai simulasi pengaruh adanya cacat
bawaan (initial imperfection)Beban notional harus ditambahkan bersama-
sama beban lateral lain juga pada semua kombinasi kecuali kasus tertentu
yang memenuhi kriteria pada Section C22b(1) (SNI 1729 2015) Besarnya
beban notional adalah
Ni = 0002 α Yi
Dimana
α = 16 untuk metode tegangan izin dan 10 untuk metode ultimit
Ni = Beban notional yang digunakan pada level i
Yi = Beban grafitasi yang digunakan pada level i
Nilai 0002 mewakili nilai nominal rasio kemiringan tingkat (story out of
plumbness) sebesar 1500 yang mengacu AISC Code of Standard Practice
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
76
Jika struktur aktual ternyata punya kemiringan tingkat berbeda lebih besar
tentunya maka nilai tersebut tentunya perlu ditinjau ulang Beban notional
pada level tersebut nantinya akan didistribusikan seperti halnya beban
gravitasi tetapi pada arah lateral yang dapat menimbulkan efek
destabilizing terbesar Jadi perlu beberapa tinjauanPada bangunan gedung
jika kombinasi beban belum memasukkan efek lateral maka beban notional
diberikan dalam dua arah alternatif ortogonal masing-masing pada arah
positip dan arah negatif yang sama untuk setiap level Sedangkan untuk
kombinasi dengan beban lateral maka beban notional diberikan pada arah
sama dengan arah resultan kombinasi beban lateral pada level tersebut Jadi
penempatan notional load diatur sedemikian rupa agar jangan sampai hasil
akhir kombinasinya akan lebih ringan Bukankah notional load adalah
untuk memodelkan ketidaksempurnaan (Dewobroto 2015)
Adanya leleh setempat (partial yielding) akibat tegangan sisa pada profil
baja (hot rolled atau welded) akan menyebabkan pelemahan kekuatan saat
mendekati kondisi batasnya Kondisi tersebut pada akhirnya menghasilkan
efek destabilizing seperti yang terjadi akibat adanya geometry imperfection
Kondisi tersebut pada Direct Analysis Method (DAM) akan diatasi dengan
penyesuaian kekakuan struktur yaitu memberikan faktor reduksi kekakuan
Nilainya diperoleh dengan cara kalibrasi dengan membandingkannya
dengan analisa distribusi plastisitas maupun hasil uji test empiris (Galambos
1998) Faktor reduksi kekakuan EI=08τbEI dan EA=08EA dipilih DAM
dengan dua alasan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
77
Pertama Portal dengan elemen langsing yang kondisi batasnya ditentukan
oleh stabilitas elastis maka faktor 08 pada kekakuan dapat
menghasilkan kuat batas sistem sebesar 08 times kuat tekuk
elastisHal ini ekivalen dengan batas aman yang ditetapkan pada
perencanaan kolom langsing memakai Efective Length Method
persamaan E3-3 (SNI 1729 2015) yaitu φPn = 09 (0877 Pe) =
079 Pe
Kedua Portal dengan elemen kaku stocky dan sedang faktor
08τb dipakai memperhitungkan adanya pelemahan (softening)
akibat kombinasi aksial tekan dan momen lentur Jadi kebetulan
jika ternyata faktor reduksi kolom langsing dan kolom kaku
nilainya saling mendekati atau sama Untuk itu satu faktor reduksi
sebesar 08τb dipakai bersama untuk semua nilai kelangsingan
batang (SNI 1729 2015 C23(1)) (Dewobroto 2015)
Faktor τb mirip dengan reduksi kekakuan inelastis kolom akibat hilangnya
kekakuan batang Untuk kondisi Pr le 05Py dimana Pr= adalah gaya tekan
perlu hasil kombinasi LRFD
τb = 1
Jika gaya tekannya besar yaitu Pr gt 05Py maka
τb = 4 [ 1 - ]
Pemakaian reduksi kekakuan hanya berlaku untuk memperhitungkan
kondisi batas kekuatan dan stabilitas struktur baja dan tidak digunakan pada
perhitungan drift (pergeseran) lendutan vibrasi dan penentuan periode
getar Untuk kemudahan pada kasus τb = 1 reduksi EI dan EA dapat
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
78
diberikan dengan cara memodifikasi nilai E dalam analisis Tetapi jika
komputer program bekerja semi otomatis perlu diperhatikan bahwa reduksi
E hanya diterapkan pada 2nd order analysis Adapun nilai modulus elastis
untuk perhitungan kuat nominal penampang tidak boleh dikurangi seperti
misal saat perhitungan tekuk torsi lateral pada balok tanpa tumpuan lateral
(Dewobroto 2015) Bebanan notional dapat juga dipakai untuk antisipasi
pelemahan kekakuan lentur τb akibat kondisi inelastic adanya tegangan
residu Strategi ini cocok untuk menyederhanakan perhitungan DAM pada
batang dengan gaya tekan besar αPr gt 05Py dimana nilai τb lt 10 Jika
strategi ini akan dipakai maka τb = 10 dan diberikan beban notional
tambahan sebesar
Ni = 0001 α Yi
Dimana
α = 16 untuk metode tegangan izin dan 10 untuk metode ultimit
Ni = Beban notional yang digunakan pada level i
Yi = Beban grafitasi yang digunakan pada level i
Beban tersebut diberikan sekaligus bersama beban notional yang
merepresentasikan cacat geometri bawaan (initial imperfection) karena
sifatnya memperbesar maka beban notional akhir menjadi Ni=0003Yi
sedangkan τb = 10 untuk semua kombinasi beban (Dewobroto 2015)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
79
BAB III
METODE PENELITIAN
31 Persiapan
Tahap ini merupakan rangkaian kegiatan sebelum melakukan pengumpulan
dan pengolahan data Tahap ini meliputi kegiatan-kegiatan sebagai berikut
1 Menentukan judul Tugas Akhir
2 Pembuatan proposal Tugas Akhir
3 Studi pustaka terhadap materi sebagai garis besar
32 Bagan Alir
MULAI
PENGUMPULAN DATA
STUDI LITERATUR
TAHAP DESAIN DATA
Perhitungan beban mati
Perhitungan beban hidup
Perhitungan beban angin
Perhitungan beban gempa
PENGOLAHAN DATA
A Pradimensi dan kontrol struktur sekunder B Analisa struktur primer dengan bantuan etabs 2015
(efek P-∆ dan P-δ) dan kontrol manual C Disain sambungan balok kolom dan sambungan
balok balok
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
80
Gambar 31 Diagram Alir Penelitian
321 Mulai
322 Pengumpulan Data
Pengumpulan data data yang di gunakan dalam perencanaan struktur baja
seperti profil yang di gunakan kuat tarik baja yang tersedia dan kuat tekan beton
rencana
323 Studi Literatur
Studi literatur bermula dari pengumpulan teori-teori yang berhubungan
dengan disain baja dan system rangka baja pemikul momen khusus Selain itu
dikumpulkan juga data-data yang berhubungan dengan tugas akhir ini seperti data
pembebanan gedung yang diambil dari peraturan pembebanan untuk gedung 1983
HASIL DAN PEMBAHASAN
Dimensi struktur sekunder Dimensi struktur primer Rencana Sambungan
SELESAI
KESIMPULAN DAN SARAN
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
81
dan rumus-rumus yang akan digunakan dalam perhitungan berdasarkan metode
Load and Resistance Factor Design (LRFD)
324 Tahap Desain Data
Pada tahap desain data hal pertama yang dikerjakan adalah menghitung
pembebanan pada struktur sekunder Perhitungan pembebanan berdasarkan
PPURG 1983 Beban-beban yang bekerja hanya beban mati dan beban hidup
Struktur sekunder meliputi pelar metal deck pelat baja gording dan tangga
Setelah perhitungan pembebanan selesai tahap selanjutnya adalah
melakukan pradimensi ketebalan pada pelat dan pradimensi profil pada gording dan
tangga Kemudian hasil pradimensi akan dikontrol apakah dimensi yang di
asumsikan sudah memenuhi syarat atau belum sesuai dengan besarnya gaya-gaya
dalam yang bekerja pada masing masing struktur sekunder tersebut Jika sudah
memenuhi syarat maka reaksi dari masing masing struktur sekunder tersebut akan
di jadikan beban pada struktur primer Struktur primer yang sudah di pradimensi
akan di analisa dengan menggunakan kombinasi kombinasi beban mati beban hidup
dan beban gempa dengan bantuan software etabs 2015 Selanjutkan output dari
etabs berupa momen lentur gaya lintang dan gaya normal pada masing masing
balok dan kolom akan di kontrol secara manual dengan metode LRFD yang
mengacu kepada SNI 1729 2015
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
82
325 Pengolahan Data
325a Analisa Struktur Manual Dengan Metode LRFD
Pada tahap analisa struktur manual dengan metode LRFD bagian yang akan
dianalisa adalah mengontrol momen lentur dan gaya geser yang terjadi pada balok
komposit Pada kolom di kontrol kombinasi gaya tekan dan lentur dua arah serta
gaya geser Lalu selanjutnya adalah melakukan kontrol terhadap pradimensi apakah
sudah memenuhi syarat atau belum
325b Analisa sambungan balok kolom
Analisa sambungan dilakukan untuk mendapatkan jumlah baut tebal pelat
penyambung tebal las pada Balok dan kolom analisa sambungan pemikul momen
menggunakan momen plastis penampang sebagai momen ultimit sehingga
kekuatan sambungan sama dengan atau lebih besar dari kekuatan profil sedangkan
pada sambungan sendi digunakan gaya geser ultimate sebagai gaya geser rencana
326 Hasil dan Pembahasan
Dimensi struktur sekunder dan dimensi struktur primer yang memenuhi
syarat keamanan dan kenyamanan Rekapitulasi stress ratio pada balok komposit
dan kolom yang ada di struktur primer Stress ratio sendiri adalah perbandingan
gaya terfaktor dibagi dengan gaya terkoreksi yang artinya jika stress ratio lebih
besar dari satu (1) maka struktur dinyatakan tidak memenuhi syarat keamanan
327 Kesimpulan dan Saran
328 Selesai
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
83
BAB IV
HASIL DAN PEMBAHASAN
41 Disain Struktur Sekunder
411 Pelat Floor deck
Gambar 41 Tributari area elevasi +580 m
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat sendiri pelat 012 x 1 x 2400 = 288 kgm
Berat spesi 002 x 1 x 2100 = 42 kgm
Berat keramik 001 x 1 x 2400 = 24 kgm +
qdl = 354 kgm
2 Beban hidup (life load)
Berdasarkan PPPURG 1987 beban hidup untuk lantai pabrik 400 kgm2
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
84
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 354 = 4956 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 354 + 16 x 400 = 10648 kgm
sehingga digunakan qu = 10648 kgm
B Dimensi Floor Deck
Berdasarkan SNI ndash 03 ndash 2847 ndash 2002 pasal 103 didapat momen positif
maximum untuk pelat satu arah adalah
Gambar 42 Distribusi momen untuk pelat satu arah
=
=
= 30422 kg m
Dicoba smartdeck BMT 07 mm
Gambar 43 Diagram tegangan momen kopel (positif) floor deck
d = h ndash c = 120 ndash 255 = 945 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
85
a =
=
= 239867 mm
ϕMn = 08 As fy ( d- )
ϕMn = 08 x 92676 x 550 ( 945 -
)
ϕMn = 33644 kg m gt Mu = 30422 kg m ( OK )
C Dimensi Wiremesh
Berdasarkan SNI ndash 03 ndash 2847 ndash 2002 pasal 103 didapat momen negatif
maximum untuk pelat satu arah adalah
=
=
= 42592 kg m
Dicoba wiremesh M-8 ( AST = 33493 mm2 )
Gambar 44 Diagram tegangan momen kopel (negatif) floor deck
d = h - selimut ndash 05 ϕ = 120 ndash 20 ndash 05 x 8 = 96
a =
=
= 1083 mm
ϕMn = 08 As fy ( d- )
ϕMn = 08 x 33493 x 400 ( 96 -
)
ϕMn = 970955 kg m gt Mu = 42592 kg m ( OK )
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
86
412 Balok Anak Pelat Floor Deck
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat floof deck = 2 x 354 = 708 kgm
Berat WF 300 x 150 x 55 x 8 = 32 = 32 kgm +
qdl = 740 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup pelat = 2 x 400 = 800 kgm
qll = 800 kgm
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 740 = 1036 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 740 + 16 x 800 = 2168 kgm
sehingga digunakan qu = 2168 kgm
B Momen ultimate
MMAX = qu l2
MMAX = 2168 x 82
MMAX = 17344 kg m
C Kontrol momen
- menentukan lebar efektif pelat beton
1 be lt
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
87
be lt
be lt 1
2 be lt bo
be lt 1
sehingga digunakan be = 1 meter
akibat adanya lubang pada floor deck maka digunakan bekivalen
bekivalen =
=
= 810 mm
- Menentukan nilai n
Ebeton = 4700 = 4700 radic25 = 23500
Ebaja = 200000
n = = = 851
- Menentukan lebar transformasi penampang beton
=
= 951 cm
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Pelat Beton 11412 6 68472 Floor Deck 1867 945 17643 Profil WF 3766 245 92267
sum 17045 sum 178382
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
88
ẏ = sum
sum =
= 1046 cm
Titik berat berada di pelat beton
a =
=
= 4938 mm
d1 = 05hprofil + tpelat = 125 + 120 = 245 mm
d2 = hprofil ndash ċ = 120 ndash 1713 = 10287
ϕMn = 09 As fy ( d1- )
ϕMn = 09 x [ 3766 x 240 x ( 245 -
) +118843 550 ( 10287 -
) ]
ϕMn = 1792124 + 102396
ϕMn = 189452 kg m gt Mu = 17344 kg m ( OK )
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
89
D Dimensi Penghubung Geser (Shear Conector)
Gaya horizontal akibat aksi komposit penuh
Vh = 085 a b = 085 x 4938 x 1000 x 25 = 1049325 N
Digunakan Stud connector ⅝rdquo luas satu buah stud connector adalah
Asc = d2 = 158752 =19801 mm2
Kuat geser satu buah shear connector
Qn = 05 Asc lt Rg Rp Asc fu
Qn = 05 x 19801 x radic25 23500 lt 085 x 075 x 19801 x 550
Qn = 7588676 N lt 69427
Jumlah shear connector yang di butuhkan
N = = = 151 ~ 16 buah untuk setengah bentang
Total kebutuhan shear connector adalah 32 buah untuk semua bentang Jika
dipasang dua buah shear connector pada setiap penampang melintang maka
jarak shear connector adalah
S = = 500 mm
Smin = 6d = 6 x 15875 = 9525 mm
Smax = 8t = 8 x 120 = 960 mm
Strans = 4d = 4 x 15875 = 635 mm
Sehingga digunakan shear connector 2 x (⅝rdquo x 65 cm) dengan jarak 20 cm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
90
E Kontrol Geser
Menghitung gaya geser ultimate
Vu = qu l = x 2168 x 8 = 8672 kg
Menghitung gaya geser nominal
ϕVn = 09 (06 fy) h tw
ϕVn = 09 x 06 x 240 x 264 x 55
ϕVn = 20243 kg gt Vu = 8672 kg (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
91
413 Pelat Chekered
Gambar 45 Tributari area elevasi +1070 m
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat pelat 45 mm = 00045 x 1 x 7850 = 35325 kgm
2 Beban hidup (life load)
Berdasarkan PPPURG 1987 beban hidup untuk lantai pabrik 400 kgm2
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 35325 = 49455 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 35325 + 16 x 400 = 68239 kgm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
92
sehingga digunakan qu = 68239 kgm
B Momen Maximum
Berdasarkan SNI ndash 03 ndash 2847 ndash 2002 pasal 103 didapat momen maximum
untuk pelat satu arah adalah
Gambar 46 Distribusi momen untuk pelat satu arah
=
=
= 2557 kg m
C Momen Nominal
ϕMn = 09 zx fy
= 09 x ( b d2 ) x fy
= 09 x ( 1000 x 452 ) x 240
= 10935 kg m gt Mu = 2557 kg m OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
93
414 Siku Pengaku Pelat Lantai Chekred
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat pelat 45 mm = 00045 x 06 x 7850 = 21195 kgm
Berat L 70 x 70 x 6 = 638 = 638 kgm +
= 27575 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup pelat = 06 x 400 = 240 kgm
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 27575 = 35805 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 27575 + 16 x 240 = 41469 kgm
sehingga digunakan qu = 41469 kgm
B Momen Maximum
=
=
= 7465 kg m
C Momen Nominal
My = sx fy
= 7330 x 240
= 17592 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
94
Me =
=
= 13524 kg m
Me gt My
Mn = [ 192 ndash 117 ] Me lt 15 My
= [ 192 ndash 117
] My lt 15 My
= 1498 My lt 15 My
ϕMn = 09 x 1498 x My
= 09 x 1498 x 17592
= 23717 kg m gt Mu = 7465 kg m OK
C Geser Nominal
lt 11
lt 11
1 lt 34785 ~gt cv = 1
ϕVn = 09 06 Aw fy cv
= 09 x 06 x 70 x 7 x 240 x 1
= 63504 kg gt Vu = (05 x l x qu = 2488 kg)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
95
415 Balok Anak Pelat Chekered
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat L 70 x 70 x 6 = 638 x 12 x 13 = 99528 kg
Berat ekivalen siku = =
= 12441 kgm
Berat pelat 45 mm = 00045 x 12 x 7850 = 42390 kgm
Berat WF 200 x 150 x 6 x 9 = 30600 = 30600 kgm
Berat L 70 x 70 x 6 = 12441 = 12441 kgm +
= 85431 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup pelat = 12 x 400 = 480 kgm
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 85431 = 11960 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 76131 + 16 x 480 = 87052 kgm
sehingga digunakan qu = 87052 kgm
B Momen Maximum
=
=
= 696414 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
96
C Menentukan momen nominal
Lp = = radic
36 = 18357 cm
L lt Lp
Mp = zx fy
= [(btf(h-tf)) + 05(h-2tf)2tw)] fy
= [(150 x 9 x (200 ndash 9)) + 05(200 ndash 2 x 9)2 x 6)] x 240
= 857332 kg m
ϕMn = 09 Mp
= 09 x 857332
= 771599 kg m gt Mu = 696414 kg m OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
97
416 Gording
Gambar 47 Rencana atap elevasi +1250 m dan +3550 m
Jarak antara Gording = 14 meter
Panjang gording = 6 meter
Sudut kemiringan atap = 10o
Berat atap (BMT 045) = 657 kgm2
Isolation rockwool = 25 kgm2
Profil gording = CNP 150 x 50 x 20 x 32 = 7 kgm
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat isolation rockwool = 14 x 25 = 35 kgm
Berat atap = 14 x 657 = 92 kgm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
98
Berat gording = 70 = 70 kgm +
qdl = 512 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup di tengah gording = 100 kg
3 Beban angin
Gambar 48 Kecepatan angin
Kecepatan angin maximum adalah 35 KNOT yaitu 6482 kmjam ( 18 ms )
P = = = 2026 kgm2
Tekanan angin minimum di laut dan di tepi laut sampai sejauh 5 km dari pantai
diambil minimum 40 kgm2 Sehingga digunakan tekanan angin 40 kgm2
Koefisien angin tekan = 002α - 04 = 002 (10) - 04 = - 02
Koefisien angin hisap = - 04
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
99
qtekan = -02 x 40 = 8 kgm2
qhisap = -04 x 70 = 16 kgm2
B Menghitung momen momen pada gording
1 akibat beban mati
Mx = qdl cosα = 512 x cos10 x 62 = 226899 kg m
My = qdl sinα = 512 x sin10 x 22 = 445 kg m
2 akibat beban hidup
Mx = P cosα lx = 100 x cos10 x 6 = 147721 kg m
My = P sinα ly = 100 x sin10 x 2 = 8682 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
100
3 akibat beban angin
Mtekan = qwl = (-8) x cos10 x 62 = -3545 kg m
Mhisap = qwl = (-16) x sin10 x 62 = -709 kg m
No Kombinasi Beban Sumbu x Sumbu y 1 14 DL 3176586 623 2 12 DL + 05La 3461393 9681 3 12 DL + 16 La 5086324 192312 4 12 DL + 13 W + 05La 4465911 -188234 5 12 DL + 16 La + 08 W 4802724 -374888 6 09 DL + 13 W 2261938 -8683
Sehingga didapat momen maximum adalah
Mx = 508632 kg m
My = 19231 kg m
C Menentukan momen nominal
Lp = = radic
181 = 92 cm
J = [ 2b + h ]
= [ 2 x 50 x 323 + 150 x 323 ]
= 2730 6667 mm
Cw = [
]
=
[
]
= 750 x 106
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
101
=
=
= 11512931
= 4 2
= 4
]2
= 3141 x 10-4
=
1 1
=
1 1 3141 10 240 70
= 25044 cm
Lp lt L lt Lr
Mp = zx fy
= [(btf(h-tf)) + 05(h-2tf)2tw)] fy
= [(50 x 32 x (150 ndash 32)) + 05(150 ndash 2 x 32)2 x 32)] x 240
= 95963 kg m
Mr = Sx fr
= 37400 x (240 ndash 70)
= 6358 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
102
ϕMnx = 09 ( Mp ndash ( Mp- Mr)
)
= 09 ( 95963 ndash (95963 ndash 6358)
)
= 66984 kg m gt Mu = 508632 kg m OK
ϕMny = 09 Sy fy
= 09 x 8200 x 240
= 17712 kg m gt Mu = 19231 kg m OK
kontrol syarat momen lentur
+ lt 10
+
lt 10
0867 lt 10 OK
D Lendutan
=
+
=
+
= 15194 + 7913
= 23107 mm
=
+
=
+
= 0331 + 0516
= 0846 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
103
δ =
= 23107 0846
= 23122 mm
δizin = = = 25 mm gt δ = 23112 mm OK
417 Sagrod (Batang Tarik)
Gambar 49 Rencana sagrod
Rencana digunakan sagrod Oslash 10 mm
A Beban yang bekerja
1 Beban mati
- Gording luar
Berat atap = 2 x 14 x 657 x sin 10o = 31944 kg
Berat gording = 2 x 7 x sin 10o = 24310 kg +
sum = 56254 kg
- Gording dalam
Berat atap = 2 x 14 x 657 x sin 10o = 31944 kg
Berat gording = 2 x 7 x sin 10o = 24310 kg
Isolation rockwoll = 2 x 14 x 25 x sin 10o = 121553 kg +
sum = 177807 kg
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
104
2 Beban hidup
- Gording luar
Beban tak terduga = 200 x sin 10o = 347296 kg
- Gording dalam
Beban tak terduga = 100 x sin 10o = 173648 kg
B Gaya ultimate pada sagrod
PDL = Gording Luar + 10 Gording Dalam + Berat sagrod
= 56254 + (10 x 177807) + (0617 x 14)
= 1920704 kg
PLL = Gording Luar + 10 Gording Dalam
= 347296 + (10 x 173648)
= 2083776 kg
Kombinasi Pu kg
14 DL 288899
12DL + 16LL 563888
Digunakan 2 buah sagrod sehingga Pu sagrod adalah 5638882 = 281944 kg
C Menentukan Gaya Nominal Sagrod
Kekuatan leleh tarik pada penampang bruto
ϕPn = 09Asfy
= 09 x 785 x 240
= 16955 kg
Kekuatan tarik pada penampang netto
ϕPn = 075Asfu
= 075 x (09 x 785) x 370
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
105
= 19605 kg
Sehingga ʹϕPn yang digunakan adalah 16955 kg
Stress ratio = =
= 017 lt 1 OK
418 Ikatan Angin
Ikatan angin akan didisain menggunakan besi beton karena kelangsingan besi
beton sangat kecil maka batang hanya didisain terhadap tarik
Gambar 410 Tributri area ikatan angin
Dicoba menggunakan ikatan angin Oslash 22 mm
Data data geometri
x = 12 tanα = 12 tan 10o = 21159 m
h1 = 71 + x = 71 + 21159 = 92159 m
β
60925 60925 60925 60925
60000
60000 60000 60000 60000
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
106
h2 = 71 + 075x = 71 + 15869 = 86869 m
h3 = 71 + 025x = 71 + 05289 = 76289 m
tan β =
= 09848 β = 445617o
sin β = 07016
cos β = 07126
Koefisien angin C = 09
F1 = CPa λ
= 09 x 40 x 6 x
= 193350 kg
F2 = CPa λ
= 09 x 40 x 6 x
= 176210 kg
F3 = CPa λ
= 09 x 40 x 6 x
= 159072 kg
R = 05F1 + F2 + F3 = 96675 + 176210 + 159072 = 431957 kg
A Gaya Ultimate Pada Ikatan Angin
Gaya batang akan dihitung dengan menggunakan analisa keseimbangan titik
buhul
- Titik A
sumV = 0 sum H = 0
R + S1 = 0 H1 = 0
S1 = - R
S1 = - 431957 kg
- Titik B
sumV = 0 sum H = 0
F3 + S1 + D1sinβ = 0 H2 + D1cosβ = 0
D1 = -
H2 = - D1cosβ
R
S1
H1
H2
S1
F3
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
107
S1
D1 = -
H2 = - 388946 x 07124
D1 = 388946 kg H2 = - 277085 kg
- Titik C
sumV = 0 sum H = 0
S2 + D1sinβ = 0 H3 ndash H1 - D1cosβ = 0
S2 = - D1sinβ H3 = 0 + D1cosβ
S2 = - 388946 x 07016 H3 = 388946 x 07124
S2 = - 272885 kg H2 = 277085 kg
- Titik D
sumV = 0
F2 + S2+ D2sinβ = 0
D2 = -
D2 = -
D2 = 137792 kg
Gaya batang maximum pada ikatan angin 388946 kg
Pu = 16 WL = 16 x 388946 = 622314 kg
B Gaya Nominal Ikatan Angin
Kekuatan leleh tarik pada penampang bruto
ϕPn = 09Asfy
= 09 x 3801 x 240
= 821016 kg
Kekuatan tarik pada penampang netto
ϕPn = 075Asfu
= 075 x (09 x 3801) x 370
= 949299 kg
H3 H1
S2
F2
H2 H4
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
108
Sehingga ʹϕPn yang digunakan adalah 821016 kg
Stress ratio = =
= 076 lt 1 OK
419 Tangga
Gambar 411 Rencana tangga
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Pipa 15rdquo 36 x [ (2x4942) + (8x1) + (4x03)] = 687 kg
Pipa 1rdquo = 18 x [ (4x4942) + (8x03)] = 399 kg
Pelat 45 mm = 35325 x 03 x 1 x 16 = 1696 kg +
= 27816 kg
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
109
= =
= 56285 kgm
Digunakan profil UNP 200 x 80 x 75 x 11
= +
= 56285 + 246
= 80885 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup tangga = 400 kgm
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 80885 = 113239 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 80885 + 16 x 400 = 737062 kgm
sehingga digunakan qu = 737062 kgm untuk 2 profil kanal beban untuk 1
profil kanal adalah = 368521 kgm
B Momen maximum
Mu = q = 368521 x 4942 = 11251 kg m
C Momen nominal
Lp = = radic
238 = 121366 cm
b = b ndash 05tw
= 80 ndash (05 x 75)
= 7625 mm
h = h - tf
= 200 - 11
= 189 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
110
J = [ 2brsquo + hrsquo ]
= [ 2 x 7625 x 113 + 189 x 753 ]
= 94237291 mm
Cw = [
]
=
[
]
=
[
]
= 120 x 108
=
=
= 2474747
= 4 2
= 4
]2
= 18143 x 10-5
=
1 1
=
1 1 18143 10 240 70
= 51792 cm
Lp lt L lt Lr
Mp = zx fy
= [(btf(h-tf)) + 05(h-2tf)2tw)] fy
= [(80 x 11 x (200 ndash 11)) + 05(200 ndash 2 x 11)2 x 75)] x 240
= 684324 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
111
Mr = sx fr
= 195000 x (240 ndash 70)
= 3315 kg m
ϕMnx = 09 ( Mp ndash ( Mp- Mr)
)
= 09 ( 684324 ndash (684324 ndash 3315)
)
= 352568 kg m gt Mu = 11251 kg m OK
42 Disain Struktur Primer
421 Beban beban yang bekerja
4211 Beban gravitasi
a Beban pada floor deck
- Beban mati tambahan (dead load)
Berat spesi 002 x 1 x 2100 = 42 kgm
Berat keramik 001 x 1 x 2400 = 24 kgm +
qdl = 66 kgm
adapun berat sendiri profil dihitung dengan software etabs 2015
- Beban hidup (life load)
Berdasarkan PPPURG 1987
Beban hidup rencana untuk lantai pabrik = 400 kgm2
Koefisien reduksi untuk perencanaan balok induk = 100
Koefisien reduksi untuk peninjauan terhadap masa gempa = 090
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
112
b Beban pada lantai chekered plate
- Beban mati tambahan (dead load)
Berat per 6 meter luas L 70 x 70 x 6 = 638 x 6 x 9 = 34452 kg
Berat ekivalen siku = =
= 957 kgm
- Beban hidup (life load)
Berdasarkan PPPURG 1987
Beban hidup rencana untuk lantai pabrik = 400 kgm2
Koefisien reduksi untuk perencanaan balok induk = 100
Koefisien reduksi untuk peninjauan terhadap masa gempa = 090
4212 Beban angin
- Dinding vertical
Di pihak angin = + 09 x 40 = + 36 kgm2
Di belakang angin = - 04 x 40 = - 16 kgm2
- Atap segi-tiga dengan sudut kemiringan α 10o
Koefisien angin tekan = 002α - 04 = 002 (10) - 04 = - 02
Koefisien angin hisap = - 04
qtekan = -02 x 40 = -8 kgm2
qhisap = -04 x 70 = -16 kgm2
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
113
4213 Beban gempa
Jenis pemamfaatan bangunan = Pabrik (kategori risiko II tabel 27)
Faktor keutamaan gempa Ie = 1 (tabel 28)
Ss = 05g
S1 = 03g
Jenis tanah = Keras (kelas C)
Fa = 12 ( tabel 211 dengan input Ss = 05 )
Fs = 15 ( tabel 212 dengan input S1 = 03 )
SDS = Fa Ss = 12 05 = 040
SD1 = FV S1 = 15 03 = 030
Gambar 412 Respon spectra rencana
Berdasarkan SDS gedung berada di kategori risiko C ( tabel 213 )
Berdasarkan SD1 gedung berada di kategori risiko D ( tabel 214 )
00000
00500
01000
01500
02000
02500
03000
03500
04000
04500
0000 1000 2000 3000 4000 5000
S
T
MEDAN TANAH KERAST S
0000 01600
0075 02800
0113 03400
0150 04000
0750 04000
0750 04000
0830 03614
3070 00977
3310 00906
3550 00845
4030 00744
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
114
Sehingga bangunan akan direncanakan dengan kategori risiko D yaitu sistem
rangka baja pemikul momen khusus Adapun nilai koefisien modifikasi respons
(R) faktor kuat lebih (Ω) dan faktor pembesaran defleksi (cd) adalah
Koefisien modifikasi respons (R) = 8
Faktor kuat lebih (Ω) = 3
Faktor pembesaran defleksi (cd) = 55
1 Gaya gempa statik ekivalen
- Menentukan T
- Ta = Ct -gt Ct = 0724 x = 08 ( tabel 213 )
= 00724 x 37614
= 1318 detik
Tmax = Cu Ta -gt Cu = 14 ( tabel 214 )
= 14 1318
= 1845 detik
Tc = Tx 3438 Ty -3231
Sehingga digunakan T = 1845
- Menentukan nilai C
Cmin = 0044 SDS I gt 001
= 0044 040 1 gt 001
= 00176
Cs = =
= 005
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
115
Cs = =
= 0020
Sehingga digunakan Cs = 0020
- Menentukan berat struktur
Beban mati
Tabel 41 Beban mati struktur (rangka)
Tabel 42 Beban mati struktur (Atap partisi diafragma dll)
Sehingga beban mati total struktur adalah 46021142 kg
Adapun beban hidup total permeter luas adalah 09 x 400 = 360 kgm2
No Jenis Beban Sendiri q kgm L m W Kg
1 H 350 X 350 X 12 X 19 13700 42813 5865313
2 H 300 X 300 X 10 X 15 9400 16583 1558785
3 IWF 300 X 150 X 65 X 9 3670 192448 7062838
4 IWF 350 X 175 X 7 X 11 4960 26850 1331760
5 IWF 250 X 125 X 6 X 9 2960 16455 487059
6 IWF 200 X 200 X 8 X 12 4990 4640 231536
7 IWF 200 X 100 X 55 X 8 2130 135712 2890659
8 CNP 700 85280 596960
9 Sagrod 062 29242 18042
10 Ikatan angin 298 23758 70894
sum 20113845
No Jenis Beban Sendiri q kgm2 A m2 W Kg
1 Floor deck 28800 52636 15159168
2 Chekered plate 45 mm 4777 184206 8798611
3 Clading 446 2200 9812
4 Spandek 498 64700 322206
5 Isolation Rockwool 2500 64700 1617500
sum 25907297
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
116
Tabel 43 Beban hidup struktur
No Beban Hidup q kgm2 A m2 W Kg
1 Floor deck 36000 52636 18948960
2 Chekered plate 45 mm 36000 184206 66314244
sum 85263204
Sehingga berat struktur adalah
WT = WDL + WLL
= 25907297 + 85263204
= 131284346 kg
- Menentukan gaya geser dasar
V = Cs WT
= 0020 131284346
= 2668381 kg
2 Analisis spectrum respons ragam
- Kontrol partisipasi massa ragam
Tabel 44 Waktu getar alami dan partisipasi massa
Case ModePeriod Selisih Waktu
Getar Alami Sum UX Sum UY Sum UZ
sec
Modal 1 3438 870 06918 00161 00022
Modal 2 3139 1911 07121 06293 00025
Modal 3 2539 666 07818 06293 00028
Modal 4 237 1139 0782 06297 00032
Modal 5 21 3948 0782 07018 00037
Modal 6 1271 582 0786 07024 00065
Modal 7 1197 635 09305 07037 00066
Modal 8 1121 660 09308 07038 00084
Modal 9 1047 669 09308 07057 00086
Modal 10 0977 379 09311 07792 00088
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
117
Tabel 44 Waktu getar alami dan partisipasi massa (lanjutan)
Case ModePeriod Selisih Waktu
Getar Alami Sum UX Sum UY Sum UZ
sec
Modal 11 094 1649 09318 08848 00096
Modal 12 0785 382 09332 08849 00099
Modal 13 0755 252 0959 08885 00099
Modal 14 0736 095 09612 09008 00117
Modal 15 0729 727 09627 09114 00125
Modal 16 0676 459 09751 09119 00125
Modal 17 0645 698 09799 09121 00125
Analisa modal pada software etabs 2015 menunjukan bahwa
perbedaan waktu getar sangat sedikit sehingga untuk selanjutnya digunakan
metoda kombinasi kuadrat lengkap (CQC) Pada mode ke 7 partisipasi
massa pada UX sudah mencapai 93 dan pada mode ke 14 partisipasi
massa pada UY sudah mencapai 90 sehingga sudah memenuhi syarat
minimal (90)
- Kontrol base reaction
Tabel 45 Base Reaction
Load CaseCombo
FX FY FZ
KN KN KN
RS U1 Max 2366839 325487 10303
RS U2 Max 290655 2367369 22637
085 VStatik gt VDinamik
085 2668381 gt 2367369
226812 lt 2367369 (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
118
4214 Beban notional
Untuk struktur yang menahan beban gravitasi terutama melalui kolom dinding
atau portal vertikal nominal diijinkan menggunakan beban notional untuk mewakili
efek ketidaksempurnaan awal Beban notional harus digunakan sebagai beban
lateral pada semua levelbeban national di hitung otomatis dari program ETABS
2015 dengan nominal 0002 α Yi untuk mewakili ketidaksempurnaan awal dan
0001 α Yi untuk kekakuan lentur sehingga
Ni = 0003 α Yi
Gambar 413 Beban notional pada etabs 2015
Beban tersebut di distribusikan arah orthogonal baik untuk beban grafitasi beban
hidup maupun beban grafitasi akibat beban mati
422 Kombinasi beban
Struktur akan didisain dengan gempa termasuk gaya seismic vertikal dan
faktor redundansi Gaya seismic vertikal adalah
Ev = 02 SDS DL
= 02 040 DL
= 008 DL
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
119
Faktor redundansi untuk kategori desain seismik DE dan F adalah 13 sehingga
kombinasi pembebanan menjadi
1 14D
2 12D + 16L + 05(Lr atau R)
3 12D + 16(Lr atau R) + (L atau 05W)
4 12D + 10 W + L + 05(Lr atau R)
5 12D + 10 E + L -gt 13D + 13E + L
6 09D + 10 W
7 09D + 10 E -gt 08D + 13E
423 Kontrol Driff
Tabel 46 Simpangan antar lantai akibat gempa X
Elevasi h SUMBU X SUMBU Y ∆IZIN KETERANGAN
m mm δse (mm) δx (mm) ∆x (mm) δse (mm) δy (mm) ∆y (mm) mm
355 4100 80 440 2585 15 825 385 82 OK
314 3000 753 41415 2035 143 7865 33 60 OK
284 3000 716 3938 2695 137 7535 275 60 OK
254 3000 667 36685 363 132 726 33 60 OK
224 3000 601 33055 4345 126 693 44 60 OK
194 3000 522 2871 4565 118 649 495 60 OK
164 2650 439 24145 3905 109 5995 66 53 OK
1375 3050 368 2024 407 97 5335 1155 61 OK
107 4900 294 1617 7535 76 418 253 98 OK
58 5800 157 8635 8635 3 165 165 116 OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
120
Gambar 414 Grafik simpangan antar lantai VS elevasi akibat gempa - X
Tabel 47 Simpangan antar lantai akibat gempa Y
Elevasi h SUMBU X SUMBU Y ∆IZIN KETERANGAN
m mm δse (mm) δx (mm) ∆x (mm) δse (mm) δy (mm) ∆y (mm) mm
355 4100 398 742 35 742 4081 1925 82 OK
314 3000 371 707 27 707 38885 1485 60 OK
284 3000 35 68 3 68 374 165 60 OK
254 3000 324 65 43 65 3575 2365 60 OK
224 3000 288 607 56 607 33385 308 60 OK
194 3000 246 551 68 551 30305 374 60 OK
164 2650 201 483 68 483 26565 374 53 OK
1375 3050 164 415 92 415 22825 506 61 OK
107 4900 127 323 182 323 17765 80 98 OK
58 5800 62 141 141 141 9765 9765 116 OK
0
5
10
15
20
25
30
35
40
0 20 40 60 80 100 120 140
ELEV
ASI
STORY DRIFT
GRAFIK STORY DRIFT vs ELEVASI
DRIFT X
DRIFT Y
DRIFT IZIN
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
121
Gambar 415 Grafik simpangan antar lantai VS elevasi akibat gempa - Y
424 Kontrol Profil
4241 Kolom 350 x 350 x 12 x 19 ( A = 1739 cm2 )
Ix = 40300 cm4 Zx = 24931
Iy = 13600 cm4 Zy = 11749
Sx = 2300 cm3 Lp = 449 m
Sy = 776 cm3 Lr = 1718 m
rx = 152 cm Mp = 5983 KN m
ry = 884 cm Mr = 391 KN m
Panjang tidak terkekang lateral = 58 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
0
5
10
15
20
25
30
35
40
0 20 40 60 80 100 120 140
ELEV
ASI
STORY DRIFT
GRAFIK STORY DRIFT vs ELEVASI
DRIFT X
DRIFT Y
DRIFT IZIN
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
122
a Kapasitas kolom terhadap tekan
λ = lt 471
=
lt 471
= 65611 lt 13797
fe =
=
= 45890 MPa
lt 225
lt 225
0522 lt 225
Sehingga tegangan keritis adalah
fcr = 0658 fy
= 0658 240
= 19698 MPa
ϕPn = 09 fcr A
= 09 19698 17390
= 308307 KN
b Kapasitas kolom terhadap momen sumbu x
L = 58 m
Lp = 449 m
Lr = 1718 m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
123
didapat Lp lt L lt Lr sehingga momen ultimate adalah
Mn = Cb [Mp ndash ( Mp- Mr)
]
= 1 [5983 - (5983 ndash 391)
]
= 57694 KN m
ϕ Mn = 09 57694
= 51924 KN m
c Kapasitas kolom terhadap momen sumbu y
ϕ Mn = 09 Zy fy
= 09 11749 240
= 25377 KN m
Tabel 48 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 350 x 350 x 12 x 19
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
14DL 0 -50108 -439 -693 PuϕPn lt 02 0114
14DL 275 -49599 076 340 PuϕPn lt 02 0092
14DL 55 -49090 565 1356 PuϕPn lt 02 013
12DL + 16LL 0 -234590 -1264 -1380 PuϕPn gt 02 0846
12DL + 16LL 275 -234153 104 786 PuϕPn gt 02 0794
12DL + 16LL 55 -233716 1360 2854 PuϕPn gt 02 0871
12DL + 16LL + 05WL-X 0 -237561 -1198 2174 PuϕPn gt 02 0867
12DL + 16LL + 05WL-X 275 -237124 116 2293 PuϕPn gt 02 083
12DL + 16LL + 05WL-X 55 -236688 1312 2004 PuϕPn gt 02 0865
12DL + 16LL + 05WL-Y 0 -234440 -2572 -1245 PuϕPn gt 02 0889
12DL + 16LL + 05WL-Y 275 -234003 -342 865 PuϕPn gt 02 0803
12DL + 16LL + 05WL-Y 55 -233567 2144 2857 PuϕPn gt 02 0898
12DL + LL + WL-X 0 -168693 -156 6011 PuϕPn gt 02 0668
12DL + LL + WL-X 275 -168257 257 3604 PuϕPn gt 02 0629
12DL + LL + WL-X 55 -167820 583 512 PuϕPn gt 02 0586
12DL + LL + WL-Y 0 -162386 -4668 -795 PuϕPn gt 02 0716
12DL + LL + WL-Y 275 -161949 -1059 776 PuϕPn gt 02 0588
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
124
Tabel 48 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 350 x 350 x 12 x 19 (lanjutan)
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
12DL + LL + WL-Y 55 -161513 3203 2242 PuϕPn gt 02 0686
13DL + LL + ρRS-X Max 0 -161904 5293 4622 PuϕPn gt 02 0802
13DL + LL + ρRS-X Max 275 -161431 1821 3150 PuϕPn gt 02 0653
13DL + LL + ρRS-X Max 55 -160958 5145 3377 PuϕPn gt 02 0772
13DL + LL + ρRS-X Min 0 -171412 -7624 -5979 PuϕPn gt 02 0938
13DL + LL + ρRS-X Min 275 -170939 -1731 -1543 PuϕPn gt 02 0654
13DL + LL + ρRS-X Min 55 -170466 -2792 1061 PuϕPn gt 02 0681
13DL + LL + ρRS-Y Max 0 -157108 2483 11576 PuϕPn gt 02 0806
13DL + LL + ρRS-Y Max 275 -156635 990 6117 PuϕPn gt 02 0659
13DL + LL + ρRS-Y Max 55 -156162 2686 4441 PuϕPn gt 02 0688
13DL + LL + ρRS-Y Min 0 -177929 -3506 -10847 PuϕPn gt 02 0899
13DL + LL + ρRS-Y Min 275 -177456 -609 -3714 PuϕPn gt 02 0673
13DL + LL + ρRS-Y Min 55 -176983 -1052 -492 PuϕPn gt 02 0632
09DL + WL-X 0 -38166 033 6660 PuϕPn lt 02 0193
09DL + WL-X 275 -37839 110 3230 PuϕPn lt 02 013
09DL + WL-X 55 -37511 161 -829 PuϕPn lt 02 0085
09DL + WLY 0 -31859 -4479 -146 PuϕPn lt 02 0233
09DL + WLY 275 -31532 -1205 402 PuϕPn lt 02 0108
09DL + WLY 55 -31204 2781 901 PuϕPn lt 02 0179
08DL + ρRS-X Max 0 -23960 6089 5031 PuϕPn lt 02 0377
08DL + ρRS-X Max 275 -23669 1794 2588 PuϕPn lt 02 016
08DL + ρRS-X Max 55 -23378 4359 1901 PuϕPn lt 02 0248
08DL + ρRS-X Min 0 -33468 -6828 -5570 PuϕPn lt 02 0432
08DL + ρRS-X Min 275 -33177 -1757 -2105 PuϕPn lt 02 0165
08DL + ρRS-X Min 55 -32886 -3578 -415 PuϕPn lt 02 0204
08DL + ρRS-Y Max 0 -18520 2830 11228 PuϕPn lt 02 0359
08DL + ρRS-Y Max 275 -18229 860 5259 PuϕPn lt 02 0166
08DL + ρRS-Y Max 55 -17938 2141 3132 PuϕPn lt 02 0175
08DL + ρRS-Y Min 0 -39341 -3159 -11196 PuϕPn lt 02 0406
08DL + ρRS-Y Min 275 -39050 -739 -4572 PuϕPn lt 02 0182
08DL + ρRS-Y Min 55 -38759 -1596 -1801 PuϕPn lt 02 0162
Stress ratio maximum adalah 0938 lt 1 OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
125
d Kapasitas kolom terhadap geser
Tabel 49 Resume gaya geser Kolom 350 x 350 x 12 x 19
V2 kN V3 kN
Vmax 18049 9887
Vmin -22158 -15602
- Kontrol terhadap geser sumbu x
ϕVn = 09 06 Aw fy
= 09 06 3744 240
= 48522 KN gt 22158 OK
- Kontrol terhadap geser sumbu y
ϕVn = 09 06 Af fy
= 09 06 12844 240
= 16645 KN gt 156 OK
4242 Kolom 300 x 300 x 10 x 15 ( A = 1198 cm2 )
Ix = 20400 cm4 Zx = 14647 cm3
Iy = 6750 cm4 Zy = 6817 cm3
Sx = 1360 cm3 Lp = 381 m
Sy = 450 cm3 Lr = 1376 m
rx = 131 cm Mp = 3515 KN m
ry = 751 cm Mr = 2312 KN m
Panjang tidak terkekang laterar = 3 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
126
a Kapasitas kolom terhadap tekan
λ = lt 471
=
lt 471
= 39947 lt 13797
fe =
=
= 123797 MPa
lt 225
lt 225
01938 lt 225
Sehingga tegangan keritis adalah
fcr = 0658 fy
= 0658 240
= 221295 MPa
ϕPn = 09 fcr A
= 09 221295 11980
= 2386003 KN
b Kapasitas kolom terhadap momen sumbu x
L = 3 m
Lp = 381 m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
127
didapat Lp gt L sehingga momen ultimate adalah
Mn = Mp
= 35152 KN m
ϕ Mn = 09 35152
= 319376 KN m
c Kapasitas kolom terhadap momen sumbu y
ϕ Mn = 09 Zy fy
= 09 6817 240
= 147247 KN m
Tabel 410 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 300 x 300 x 10 x 15
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
14DL 0 -12254 -884 -306 PuϕPn lt 02 0096
14DL 275 -12082 -141 072 PuϕPn lt 02 0038
14DL 55 -11910 605 449 PuϕPn lt 02 0081
12DL + 16LL 0 -53658 -6540 -1683 PuϕPn gt 02 0667
12DL + 16LL 275 -53510 -1187 515 PuϕPn gt 02 0311
12DL + 16LL 55 -53362 4228 2705 PuϕPn gt 02 0555
12DL + 16LL + 05WL-X 0 -53789 -6536 -1139 PuϕPn gt 02 0652
12DL + 16LL + 05WL-X 275 -53641 -1183 464 PuϕPn gt 02 031
12DL + 16LL + 05WL-X 55 -53494 4231 2060 PuϕPn gt 02 0538
12DL + 16LL + 05WL-Y 0 -54867 -7138 -1717 PuϕPn gt 02 071
12DL + 16LL + 05WL-Y 275 -54719 -1176 504 PuϕPn gt 02 0315
12DL + 16LL + 05WL-Y 55 -54572 4762 2715 PuϕPn gt 02 0593
12DL + LL + WL-X 0 -37583 -4262 -046 PuϕPn lt 02 037
12DL + LL + WL-X 275 -37435 -786 246 PuϕPn lt 02 014
12DL + LL + WL-X 55 -37287 2730 534 PuϕPn lt 02 0281
12DL + LL + WL-Y 0 -40160 -5753 -1248 PuϕPn lt 02 0515
12DL + LL + WL-Y 275 -40012 -752 319 PuϕPn lt 02 0145
12DL + LL + WL-Y 55 -39864 4114 1881 PuϕPn lt 02 0423
13DL + LL + ρRS-X Max 0 -34864 -2278 258 PuϕPn lt 02 0236
13DL + LL + ρRS-X Max 275 -34704 -448 634 PuϕPn lt 02 0124
13DL + LL + ρRS-X Max 55 -34544 4920 3224 PuϕPn lt 02 0509
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
128
Tabel 410 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 300 x 300 x 10 x 15
(lanjutan)
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
13DL + LL + ρRS-X Min 0 -42010 -6668 -2496 PuϕPn lt 02 062
13DL + LL + ρRS-X Min 275 -41850 -1139 041 PuϕPn lt 02 0167
13DL + LL + ρRS-X Min 55 -41690 930 353 PuϕPn lt 02 0162
13DL + LL + ρRS-Y Max 0 -36078 -3269 1785 PuϕPn lt 02 0355
13DL + LL + ρRS-Y Max 275 -35917 -644 806 PuϕPn lt 02 0145
13DL + LL + ρRS-Y Max 55 -35757 3829 4637 PuϕPn lt 02 0482
13DL + LL + ρRS-Y Min 0 -40673 -5470 -3709 PuϕPn lt 02 0574
13DL + LL + ρRS-Y Min 275 -40513 -955 -183 PuϕPn lt 02 0156
13DL + LL + ρRS-Y Min 55 -40353 1791 -1478 PuϕPn lt 02 0253
09DL + WL-X 0 -8094 -537 895 PuϕPn lt 02 0082
09DL + WL-X 275 -7983 -084 -055 PuϕPn lt 02 0025
09DL + WL-X 55 -7872 371 -1002 PuϕPn lt 02 0074
09DL + WLY 0 -10671 -2028 -307 PuϕPn lt 02 017
09DL + WLY 275 -10560 -050 019 PuϕPn lt 02 0027
09DL + WLY 55 -10449 1755 346 PuϕPn lt 02 0153
08DL + ρRS-X Max 0 -3468 1674 1216 PuϕPn lt 02 016
08DL + ρRS-X Max 275 -3370 266 336 PuϕPn lt 02 0036
08DL + ρRS-X Max 55 -3271 2356 1674 PuϕPn lt 02 022
08DL + ρRS-X Min 0 -10614 -2716 -1539 PuϕPn lt 02 0256
08DL + ρRS-X Min 275 -10516 -426 -258 PuϕPn lt 02 006
08DL + ρRS-X Min 55 -10417 -1633 -1197 PuϕPn lt 02 0171
08DL + ρRS-Y Max 0 -4709 606 2625 PuϕPn lt 02 0135
08DL + ρRS-Y Max 275 -4610 075 529 PuϕPn lt 02 0032
08DL + ρRS-Y Max 55 -4512 1354 3250 PuϕPn lt 02 0205
08DL + ρRS-Y Min 0 -9304 -1595 -2869 PuϕPn lt 02 0219
08DL + ρRS-Y Min 275 -9206 -236 -459 PuϕPn lt 02 005
08DL + ρRS-Y Min 55 -9107 -684 -2866 PuϕPn lt 02 0157
Stress ratio maximum adalah 0710 lt 1 OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
129
d Kapasitas kolom terhadap geser
Tabel 411 Resume gaya geser Kolom 300 x 300 x 10 x 15
V2 kN V3 kN
Vmax 18748 9962
Vmin -29322 -43951
- Kontrol terhadap geser sumbu x
ϕVn = 09 06 Aw fy
= 09 06 2700 240
= 34992 KN gt 29322 KN (OK)
- Kontrol terhadap geser sumbu y
ϕVn = 09 06 Af fy
= 09 06 8700 240
= 112752 KN gt 43951 KN (OK)
4243 Kolom 200 x 200 x 8 x 12 ( A = 6353 cm2 )
Ix = 4720 cm4 Zx = 5131 cm3
Iy = 1600 cm4 Zy = 2428 cm3
Sx = 472 cm3 Lp = 255 m
Sy = 160 cm3 Lr = 1072 m
rx = 862 cm Mp = 1231 KN m
ry = 502 cm Mr = 802 KN m
Panjang tidak terkekang laterar = 58 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
130
a Kapasitas kolom terhadap tekan
λ = lt 471
=
lt 471
= 115538 lt 13797
fe =
=
= 14799 MPa
lt 225
lt 225
1621 lt 225
Sehingga tegangan keritis adalah
fcr = 0658 fy
= 0658 240
= 121737 MPa
ϕPn = 09 fcr A
= 09 121737 6353
= 696056 KN
b Kapasitas kolom terhadap momen sumbu x
L = 58 m
Lp = 255 m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
131
Lr = 1072 m
didapat Lp lt L lt Lr sehingga momen ultimate adalah
Mn = Cb [Mp ndash ( Mp- Mr)
]
= 1 [123144 - (123144 ndash 8024)
]
= 106077 KN m
ϕ Mn = 09 106077
= 9547 KN m
c Kapasitas kolom terhadap momen sumbu y
ϕ Mn = 09 Zy fy
= 09 2428 240
= 524448 KN m
Tabel 412 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 200 x 200 x 8 x 12
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
14DL 0 -2195 -043 -037 PuϕPn lt 02 0028
14DL 275 -2006 004 001 PuϕPn lt 02 0016
14DL 55 -1818 049 038 PuϕPn lt 02 0027
12DL + 16LL 0 -4566 -141 -070 PuϕPn lt 02 0068
12DL + 16LL 275 -4405 007 018 PuϕPn lt 02 0035
12DL + 16LL 55 -4243 152 107 PuϕPn lt 02 0071
12DL + 16LL + 05WL-X 0 -3107 -138 483 PuϕPn lt 02 0100
12DL + 16LL + 05WL-X 275 -2945 008 053 PuϕPn lt 02 0029
12DL + 16LL + 05WL-X 55 -2784 150 -378 PuϕPn lt 02 0089
12DL + 16LL + 05WL-Y 0 -4677 -384 -090 PuϕPn lt 02 0117
12DL + 16LL + 05WL-Y 275 -4516 -011 019 PuϕPn lt 02 0037
12DL + 16LL + 05WL-Y 55 -4354 364 127 PuϕPn lt 02 0115
12DL + LL + WL-X 0 -622 005 1055 PuϕPn lt 02 0116
12DL + LL + WL-X 275 -461 014 081 PuϕPn lt 02 0015
12DL + LL + WL-X 55 -299 021 -895 PuϕPn lt 02 01
12DL + LL + WL-Y 0 -3816 -763 -100 PuϕPn lt 02 0184
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
132
Tabel 412 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 200 x 200 x 8 x 12
(lanjutan)
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
12DL + LL + WL-Y 275 -3655 -041 014 PuϕPn lt 02 0036
12DL + LL + WL-Y 55 -3493 686 126 PuϕPn lt 02 017
13DL + LL + ρRS-X Max 0 -1973 939 590 PuϕPn lt 02 0255
13DL + LL + ρRS-X Max 275 -1798 079 054 PuϕPn lt 02 0034
13DL + LL + ρRS-X Max 55 -1623 1078 567 PuϕPn lt 02 0277
13DL + LL + ρRS-X Min 0 -5225 -1217 -612 PuϕPn lt 02 0334
13DL + LL + ρRS-X Min 275 -5050 -072 -025 PuϕPn lt 02 0053
13DL + LL + ρRS-X Min 55 -4875 -791 -486 PuϕPn lt 02 0237
13DL + LL + ρRS-Y Max 0 340 425 1491 PuϕPn lt 02 024
13DL + LL + ρRS-Y Max 275 514 043 110 PuϕPn lt 02 0024
13DL + LL + ρRS-Y Max 55 689 462 1152 PuϕPn lt 02 0214
13DL + LL + ρRS-Y Min 0 -6918 -505 -1281 PuϕPn lt 02 0281
13DL + LL + ρRS-Y Min 275 -6743 -023 -068 PuϕPn lt 02 006
13DL + LL + ρRS-Y Min 55 -6569 -343 -1273 PuϕPn lt 02 0246
09DL + WL-X 0 1511 008 1085 PuϕPn lt 02 0126
09DL + WL-X 275 1632 006 070 PuϕPn lt 02 0021
09DL + WL-X 55 1753 004 -947 PuϕPn lt 02 0113
09DL + WLY 0 -1682 -761 -069 PuϕPn lt 02 0165
09DL + WLY 275 -1561 -049 003 PuϕPn lt 02 0021
09DL + WLY 55 -1440 668 075 PuϕPn lt 02 0146
08DL + ρRS-X Max 0 412 1035 596 PuϕPn lt 02 0263
08DL + ρRS-X Max 275 519 077 041 PuϕPn lt 02 0023
08DL + ρRS-X Max 55 627 978 534 PuϕPn lt 02 0247
08DL + ρRS-X Min 0 -2840 -1120 -606 PuϕPn lt 02 0298
08DL + ρRS-X Min 275 -2733 -074 -038 PuϕPn lt 02 0038
08DL + ρRS-X Min 55 -2625 -891 -519 PuϕPn lt 02 0244
08DL + ρRS-Y Max 0 2516 453 1421 PuϕPn lt 02 0254
08DL + ρRS-Y Max 275 2624 036 093 PuϕPn lt 02 0036
08DL + ρRS-Y Max 55 2731 420 1186 PuϕPn lt 02 0224
08DL + ρRS-Y Min 0 -4742 -477 -1350 PuϕPn lt 02 0267
08DL + ρRS-Y Min 275 -4634 -030 -085 PuϕPn lt 02 0048
08DL + ρRS-Y Min 55 -4527 -385 -1239 PuϕPn lt 02 0236
Stress ratio maximum adalah 0334 lt 1 (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
133
e Kapasitas kolom terhadap geser
Tabel 413 Resume gaya geser Kolom 200 x 200 x 8 x 12
V2 kN V3 kN
Vmax 4961 3345
Vmin ‐45461 ‐40182
- Kontrol terhadap geser sumbu x
ϕVn = 09 06 Aw fy
= 09 06 1408 240
= 18247 KN gt 4961 OK
- Kontrol terhadap geser sumbu y
ϕVn = 09 06 Af fy
= 09 06 4512 240
= 584755 KN gt 40182 OK
4244 Balok Komposit 300 x 150 x 65 x 9 ( A = 4678 cm2 )
Ix = 7210 cm4 Zx = 522 cm3
Iy = 508 cm4 Zy = 1042 cm3
Sx = 481 cm3 Lp = 167 m
Sy = 677 cm3 Lr = 497 m
rx = 124 cm Mp = 1253 KN m
ry = 329 cm Mr = 817 KN m
Panjang tidak terkekang laterar = 8 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
134
Tabel 414 Resume Gaya luar envelope balok komposit 300 x 150 x 65 x 9
Load CaseCombo Station P V2 V3 T M2 M3
m kN kN kN kN‐m kN‐m kN‐m
ENVELOPE Max 0175 0030 4867 0030 ‐0009 0012 35372
ENVELOPE Max 0671 0020 5715 0020 ‐0009 0000 32749
ENVELOPE Max 1166 0009 6564 0009 ‐0009 0000 30189
ENVELOPE Max 1662 0000 7412 0000 ‐0009 0000 30289
ENVELOPE Max 2158 0000 8260 0000 ‐0009 0000 29122
ENVELOPE Max 2653 0000 9109 0000 ‐0009 0004 26687
ENVELOPE Max 3149 0000 9957 0000 ‐0009 0018 22986
ENVELOPE Max 3617 0003 17149 0003 0059 0002 15061
ENVELOPE Max 4084 0003 17368 0003 0059 0000 10950
ENVELOPE Max 4552 0002 17587 0002 0059 0000 13087
ENVELOPE Max 5019 0001 17806 0001 0059 0000 15177
ENVELOPE Max 5487 0000 18025 0000 0059 0000 17921
ENVELOPE Max 5955 0000 18244 0000 0059 0000 22012
ENVELOPE Max 6422 0000 18463 0000 0059 0000 26039
ENVELOPE Max 6890 0000 18681 0000 0059 0000 30003
ENVELOPE Max 7357 0000 18900 0000 0059 0001 33905
ENVELOPE Max 7825 0000 19119 0000 0059 0003 37743
ENVELOPE Min 0175 0000 ‐28736 0000 ‐0084 0000 ‐56467
ENVELOPE Min 0671 0000 ‐26180 0000 ‐0084 0000 ‐42857
ENVELOPE Min 1166 0000 ‐23624 0000 ‐0084 ‐0007 ‐30998
ENVELOPE Min 1662 ‐0002 ‐21067 ‐0002 ‐0084 ‐0009 ‐23486
ENVELOPE Min 2158 ‐0013 ‐18511 ‐0013 ‐0084 ‐0005 ‐16393
ENVELOPE Min 2653 ‐0023 ‐15955 ‐0023 ‐0084 0000 ‐9722
ENVELOPE Min 3149 ‐0034 ‐13398 ‐0034 ‐0084 0000 ‐3471
ENVELOPE Min 3617 0000 ‐9354 0000 0007 0000 0930
ENVELOPE Min 4084 0000 ‐9219 0000 0007 0000 1369
ENVELOPE Min 4552 0000 ‐9084 0000 0007 ‐0001 ‐4717
ENVELOPE Min 5019 0000 ‐8950 0000 0007 ‐0001 ‐10866
ENVELOPE Min 5487 0000 ‐8815 0000 0007 ‐0002 ‐17834
ENVELOPE Min 5955 ‐0001 ‐8680 ‐0001 0007 ‐0002 ‐26313
ENVELOPE Min 6422 ‐0002 ‐8546 ‐0002 0007 ‐0001 ‐34895
ENVELOPE Min 6890 ‐0002 ‐8411 ‐0002 0007 0000 ‐43579
ENVELOPE Min 7357 ‐0003 ‐8276 ‐0003 0007 0000 ‐52366
ENVELOPE Min 7825 ‐0004 ‐8142 ‐0004 0007 0000 ‐61255
Didapat M+max 3774 KN m dan M-
max 6125 KN m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
135
a Kontrol momen positif
- menentukan lebar efektif pelat beton ( digunakan Lrelativ )
1 be lt
be lt
be lt 1
2 be lt bo
be lt 1
sehingga digunakan be = 1 meter
akibat adanya lubang pada floor deck maka digunakan bekivalen
bekivalen =
=
= 810 mm
- Menentukan nilai n
Ebeton = 4700 = 4700 radic25 = 23500
Ebaja = 200000
n = = = 851
- Menentukan lebar transformasi penampang beton
=
= 952 cm
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Pelat Beton 11424 6 68544 Floor Deck 1867 945 17646 Profil WF 4678 27 126306
sum 17969 sum 212496
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
136
ẏ = sum
sum =
= 11825 mm
Titik berat berada di pelat beton
a =
=
= 5968 mm
d1 = 05hprofil + tpelat = 150 + 120 = 270 mm
d2 = hprofil ndash ċ = 120 ndash 035 = 11965
ϕMn = 09 As fy ( d1- ӯ )
ϕMn = 09 x [ 4678 x 240 x (270 ndash 2984) +2646 550 (11965 ndash 2984) ]
ϕMn = 24266 + 1176
ϕMn = 25442 KN m gt Mu = 3774 KN m ( OK )
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
137
b Kontrol momen negatif
- Menentukan sumbu netral penampang
Tsr = Asr fyr
= 667 ( 503 ) 400
= 13413334 N
Tfd = As Fu
= 81485 550
= 4481675 N
T = Tsr + Tfd
= 13413334 + 448167
= 58230084 N
Cmax = As fy
= 4678 240
= 1122720 N
Cmax gt T maka titik berat berada pada profil baja
T + Ts = Cmax ndash Ts
2Ts = Cmax ndash T
Ts = 05 (1122720 ndash 58230084)
Ts = 270209 N
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
138
Jika sumbu netral jatuh di sayap maka
b tf fy = Ts
150 tw 240 = 27020958
t =
= 75 mm
- Menghitung garis kerja gaya pusat tekan
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Profil WF 4678 15000 701700 Flens -1125 29625 -333281
sum 3553 sum 36841
ӯ =
= 10369 mm
Momen terhadap garis kerja
Tsr Mn1 = Tsr (d ndash ӯ + ts ndash 24)
= 13413334 ( 300 ndash 10369 + 120 ndash 24 )
= 3920 KN m
Tfr Mn2 = Tfd ( d ndash ӯ + 25 )
= 4481675 ( 300 ndash 10369 + 25)
= 9918 KN m
Ts flens Mn3 = Ts ( d ndash ӯ ndash (752) )
= 270000 ( 300 ndash 10369 ndash 375 )
= 5199 KN m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
139
Mn = Mn1 + Mn2 + Mn3
= 3920 + 9918 + 5199
= 19037 KN m
ϕ Mn = 09 Mn
= 09 19037
= 17133 KN m gt 6125 KN m (OK)
D Dimensi Penghubung Geser (Shear Conector)
Gaya horizontal akibat aksi komposit penuh
Vh = 085 a b = 085 x 5968 x 1000 x 25 = 1268200 N
Digunakan Stud connector ⅝rdquo luas satu buah stud connector adalah
Asc = d2 = 158752 =19801 mm2
Kuat geser satu buah shear connector
Qn = 05 Asc lt Rg Rp Asc fu
Qn = 05 x 19801 x radic25 23500 lt 085 x 075 x 19801 x 550
Qn = 7588676 N lt 69427
Jumlah shear connector yang di butuhkan
N = = = 182 ~ 19 buah untuk setengah bentang
Total kebutuhan shear connector adalah 38 buah untuk semua bentang Jika
dipasang dua buah shear connector pada setiap penampang melintang maka
jarak shear connector adalah
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
140
S = = 421 mm
Smin = 6d = 6 x 15875 = 9525 mm
Smax = 8t = 8 x 120 = 960 mm
Strans = 4d = 4 x 15875 = 635 mm
Sehingga digunakan shear connector 2 x (⅝rdquo x 65 cm) dengan jarak 25 cm
E Kontrol Geser
Menghitung gaya geser ultimate
Vu = 43951 KN
Menghitung gaya geser nominal
ϕVn = 09 (06 fy) h tw
ϕVn = 09 x 06 x 240 x 282 x 65
ϕVn = 23755 KN gt Vu = 43951 (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
141
4245 Balok Komposit 350 x 175 x 7 x 11 ( A = 6314 cm2 )
Ix = 13600 cm4 Zx = 8408 cm3
Iy = 984 cm4 Zy = 1724 cm3
Sx = 775 cm3 Lp = 2 m
Sy = 112 cm3 Lr = 593 m
rx = 147 cm Mp = 2017 KN m
ry = 395 cm Mr = 1317 KN m
Panjang tidak terkekang laterar = 6 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
Tabel 415 Resume Gaya luar envelope balok komposit 350 x 175 x 7 x 11
Load CaseCombo Station P V2 V3 T M2 M3
m kN kN kN kN-m kN-m kN-m
ENVELOPE Max 015 00015 -286870 00000 -00119 00000 -114887
ENVELOPE Max 061 00007 -285538 00000 -00119 00002 17497
ENVELOPE Max 108 00000 -284206 00001 -00119 00003 149271
ENVELOPE Max 154 00000 -282873 00009 -00119 00000 509357
ENVELOPE Max 200 00000 -281541 00017 -00119 00000 1180521
ENVELOPE Max 250 00009 99787 00000 00008 00001 1186148
ENVELOPE Max 300 00000 101228 00000 00008 00003 1190858
ENVELOPE Max 350 00000 102668 00009 00008 00001 1204523
ENVELOPE Max 400 00000 104108 00017 00008 00000 1220570
ENVELOPE Max 446 00009 1540139 00000 01032 00000 560851
ENVELOPE Max 493 00001 1542137 00000 01032 00003 155777
ENVELOPE Max 539 00000 1544136 00007 01032 00002 31225
ENVELOPE Max 585 00000 1546134 00015 01032 00000 -93930
ENVELOPE Min 015 00000 -1602940 -00015 -00945 -00003 -1807980
ENVELOPE Min 061 00000 -1600942 -00007 -00945 00000 -1124508
ENVELOPE Min 108 -00001 -1598944 00000 -00945 00000 -483534
ENVELOPE Min 154 -00009 -1596945 00000 -00945 00000 -72489
ENVELOPE Min 200 -00017 -1594947 00000 -00945 -00006 163564
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
142
Tabel 415 Resume Gaya luar envelope balok komposit 350 x 175 x 7 x 11
(lanjutan)
Load CaseCombo Station P V2 V3 T M2 M3
m kN kN kN kN-m kN-m kN-m
ENVELOPE Min 250 00000 -138749 -00009 -00032 00000 224275
ENVELOPE Min 300 00000 -136409 00000 -00032 00000 283264
ENVELOPE Min 350 -00009 -134068 00000 -00032 00000 259583
ENVELOPE Min 400 -00017 -131728 00000 -00032 -00006 208160
ENVELOPE Min 446 00000 267215 -00009 00146 00000 -14744
ENVELOPE Min 493 00000 268547 -00001 00146 00000 -341901
ENVELOPE Min 539 -00007 269880 00000 00146 00000 -951197
ENVELOPE Min 585 -00015 271212 00000 00146 -00003 -1655771
Didapat M+max 122057 KN m dan M-
max -180798 KN m
a Kontrol momen positif
- menentukan lebar efektif pelat beton
1 be lt
be lt
be lt 075
2 be lt bo
be lt 1
sehingga digunakan be = 075 meter
akibat adanya lubang pada floor deck maka digunakan bekivalen
bekivalen =
= = 614633 mm
- Menentukan nilai n
Ebeton = 4700 = 4700 radic25 = 23500
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
143
Ebaja = 200000
n = = = 851
- Menentukan lebar transformasi penampang beton
=
= 723 cm
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Pelat Beton 864 6 5184 Profil WF 6314 295 186263
sum 16546 sum 253147
ẏ = sum
sum =
= 1592 cm
Titik berat berada di profil baja titik pusat tarik baja profil
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Profil WF 6314 175 11049500 Flens -1925 3445 - 6631625 Web -1974 3249 - 6413526
sum 41916 sum 3776522
ẏ = sum
sum =
= 90097 cm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
144
momen nominal positif
a =
=
= 6311 mm
d1 = h - ӯ + tpelat = 350 - 90 + 120 = 380 mm
d2 = h - ӯ ndash (112) = 350 - 90 - 55 = 2545 mm
d3 = h - ӯ - tf - (2822) = 350 - 90 ndash 11 ndash 141 = 2349 mm
ϕMn = 09 085 a b fcrsquo ( d1- ) + 09 Asf fy (d2) + 09 Asw fy (d3)
ϕMn = 09 x [ 085 x 6311 x 750 x 25 x ( 380 -
) + 11 x 175 x 240 x 2545
+ 282 x 7 x 240 x 2349 ]
ϕMn = 4308 KN m gt Mu = 122057 KN m ( OK )
b Kontrol momen negatif
- Menentukan sumbu netral penampang
Tsr = Asr fyr
= 667 ( 503 ) 400
= 13413334
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
145
Tfd = As Fu
= 595 550
= 327250
T = Tsr + Tfd
= 13413334 + 327250
= 46138334
Cmax = As fy
= 6314 240
= 1515360
Cmax gt T maka titik berat berada pada profil baja
T + Ts = Cmax ndash Ts
2Ts = Cmax ndash T
Ts = 05 (1515360 ndash 46138334)
Ts = 52698833
Jika sumbu netral jatuh di web maka
b tf fy = Ts
h 7 240 = 52698833 ndash (175 11 240)
h =
= 3869 mm
- Menghitung garis kerja gaya pusat tekan
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Profil WF 6314 17500 11049500 Flens -1925 34450 - 6631625 Web -270 31965 - 863068
sum 4119 sum 3554806
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
146
ӯ =
= 8630 mm
Momen terhadap pusat tekan
Tsr Mn1 = Tsr (d ndash ӯ + t ndash 24)
= 13413334 ( 350 ndash 8630 + 120 ndash 24 )
= 48247 KN m
Tfr Mn2 = Tfd ( d ndash ӯ + 25 )
= 327250 ( 350 - 8630 + 25)
= 94477 KN m
Ts flens Mn3 = Tf ( d ndash ӯ ndash (112) )
= 462000 ( 350 ndash 8630 ndash 55 )
= 119288 KN m
Ts web M4 = Tw ( d ndash ӯ ndash 11 ndash (38692) )
= 37464 ( 350 ndash 8630 ndash 11 ndash 1934 )
= 15167 KN m
Mn = Mn1 + Mn2 + Mn3 + Mn4
= 48247 + 94477 + 119288 + 15167
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
147
= 277179 KN m
ϕ Mn = 09 Mn
= 09 277179
= 249461 KN m gt 180798 KN m (OK)
D Dimensi Penghubung Geser (Shear Conector)
Gaya horizontal akibat aksi komposit penuh
Vh = 085 a b = 085 x 6311 x 750 x 25 = 1005816 N
Digunakan Stud connector ⅝rdquo luas satu buah stud connector adalah
Asc = d2 = 158752 =19801 mm2
Kuat geser satu buah shear connector
Qn = 05 Asc lt Rg Rp Asc fu
Qn = 05 x 19801 x radic25 23500 lt 085 x 075 x 19801 x 550
Qn = 7588676 N lt 69427
Jumlah shear connector yang di butuhkan
N = = = 1448 ~ 15 buah untuk setengah bentang
Total kebutuhan shear connector adalah 28 buah untuk semua bentang Jika
dipasang dua buah shear connector pada setiap penampang melintang maka
jarak shear connector adalah
S = = 400 mm
Smin = 6d = 6 x 15875 = 9525 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
148
Smax = 8t = 8 x 120 = 960 mm
Strans = 4d = 4 x 15875 = 635 mm
Sehingga digunakan shear connector 2 x (⅝rdquo x 65 cm) dengan jarak 25
cm
E Kontrol Geser
Menghitung gaya geser ultimate
Vu = 160294
Menghitung gaya geser nominal
ϕVn = 09 (06 fy) h tw
ϕVn = 09 x 06 x 240 x 328 x 7
ϕVn = 29756 KN gt Vu = 160294 KN (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
149
425 Dimensi Sambungan
4251 Sambungan Balok Kolom
1 Sambungan Balok Kolom IWF 350 x 175 x 7 x 11 (ϕMP = 182 KN m)
Gambar 416 Rencana sambungan balok kolom IWF 350 x 175 x 7 x 11
Data geometri sambungan
pfo = 80 pfi = pb = 60 mm
h0 = hpr + pfo = 350 + 80 = 430 mm
h1 = hpr ndash tf ndash pfi = 350 ndash 11 ndash 60 = 279 mm
h2 = hpr ndash tf ndash pfi ndash pb = 350 ndash 11 ndash 60 ndash 60 = 219 mm
g = 95 mm
de = 50 mm
bp = 175 mm
hst = 130 mm -gt Lst = = = 22516 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
150
- Momen rencana sambungan (tebal pelat rencana 24 mm)
Muc = Mp + Vu (Lst + tp)
= 182 + 1603 x ( 22516 + 24 )10-3
= 22194 KN m
- Kontrol tebal end-plate
s =
= radic175 95
= 64468 mm
Yp = lang rang 2 lang rang lang rang
2
1 lang 34rang 2
42
Yp = 279 lang rang 219 lang
rang 430 lang rang
295
279 lang60 3 604
rang 219 64468 604
952
Yp = 113067 + 983126 + 475
Yp = 216129
t =
=
= 2297 lt t (24 mm) (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
151
- Kontrol tebal pelat pengaku
Direncanakan tebal pelat pengaku = 10 mm
tst = 10 mm (hst = 130 mm Lst = 22516 mm)
cek tekuk lokal
lt 056
lt
13 lt 1616 (OK)
- Kontrol Sambungan Baut
Digunakan baut A325 M20 (Ab = 31428 mm2 )
Tegangan nominal tarik baut bergantung pada gaya geser ultimate
fnt = 620 MPa
fnv = 372 MPa
frv =
=
= 51 MPa
fnrsquo = 13 fnt -
frv lt fnt
fnrsquo = 13 x 620 -
x 51 lt 620
fnrsquo = 693 lt 620
sehingga tegangan tarik maximum yang digunakan adalah 620 MPa
momen tahanan sambungan baut adalah
ϕMnp = 2ϕPt sum
= 2ϕPt (h0 + h1 + h2)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
152
= 2 075 31428 620 ( 430 + 279 + 219 )
= 271236 KN m gt Muc = 22194 KN m (OK)
- Kontrol las
Digunakan las dengan tebal las maximum yaitu
tlas 1 = 6 mm untuk las vertical
tlas 2 = 9 mm untuk las horizontal
Menentukan tiitk berat las
Las
(i)
1 2hst tlas 1 = 1560 = 424
2 2b2 tlas 2 = 1377 = 3635
3 2b1 tlas 2 = 1404 = 3435
4 2h1 tlas 1 = 3936 = 184
5 2b1 tlas 2 = 1404 = 245
6 2b2 tlas 2 = 1377 = 45
sum A = 9681
61965
2409072sum AY =
05tlas
tf + 15tlas 34398
hpr ‐ tf + tlas 482274
05hpr + tlas 724224
hpr + 05hst + tlas 661440
hpr + 15tlas 5005395
Luas (Ai) Jarak ke sumbu x (yi) Ai x yi
(mm2) (mm) mm
3
h1 = hpr ndash 2tf
= 350 ndash 211
= 328 mm
b1 = 05 [be - tw - 2tlas)
= 05 [175 ndash 7 ndash 26]
= 78 mm
b2 = 05 [be ndash tst - 2tlas)
= 05 [175 ndash 10 ndash 26]
= 765 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
153
ӯ = sumAy
sumA =
2409072 = 248845 mm
kekuatan las
fEXX = 490 MPa (E60)
ϕRn = 075 te 06 fEXX
= 075 x 0707 x 6 x 06 x 490
= 93536 N
Kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 7 x 06 x 370
= 11655 N
Kekuatan las menentukan kekuatan sambungan las dipengaruhi oleh geser
dan lentur sehingga tegangan geser untuk lentur
frv = = = 1655 MPa
fn =
= 490 1655
= 4897 MPa
Momen lentur nominal las
ϕfu = 075 0707 06 fEXX
= 075 x 0707 x 06 x 4897
= 155804 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
154
momen plastis terhadap garis netral adalah
Mn = 22914 KN m gt Muc = 22194 KN m (OK)
Las Luas (Ai) ϕfu Gaya Las
(i) (mm2) Mpa KN
1 1560 155804 2430542 1377 155804 2145423 1404 155804 2187494 3936 155804 6132455 1404 155804 2187496 1377 155804 214542
397664907552422
229140sum Mn
01150095006502240244
Mn
KN m425722459820706
Lengan kopel
m0175
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
155
2 Sambungan Balok Kolom IWF 300 x 150 x 65 x 9 (ϕMP = 113 KN m)
Gambar 417 Rencana sambungan balok kolom IWF 300 x 150 x 65 x 9
Data geometri sambungan
pfo = 80 pfi = 60 mm
h0 = hpr + pfo = 300 + 80 = 380 mm
h1 = hpr ndash tf ndash pfi = 300 ndash 9 ndash 60 = 231 mm
g = 70 mm
de = 75 mm
bp = 150 mm
hst = 155 mm -gt Lst = = 26846mm
- Momen rencana sambungan (tebal pelat rencana 24 mm)
Muc = Mp + Vu (Lst + tp)
= 113 + 285 x ( 26846 + 14 )10-3
= 12105 KN m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
156
- Kontrol tebal end-plate
s =
= radic150 70
= 51234 mm
Yp = lang rang lang rang
2
1lang rang 0
Yp = 231 lang
rang 380 lang
rang
270
231lang51234 51234rang 380 75 80
Yp = 131069 + 235914
Yp = 366983
t =
=
= 1302 lt t (14 mm) (OK)
- Kontrol tebal pelat pengaku
Direncanakan tebal pelat pengaku = 10 mm
tst = 10 mm (hst = 155 mm Lst = 26846 mm)
cek tekuk lokal
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
157
lt 056
lt
155 lt 1616 (OK)
- Kontrol Sambungan Baut
Digunakan baut A325 M20 (Ab = 31428 mm2 )
Tegangan nominal tarik baut bergantung pada gaya geser ultimate
fnt = 620 MPa
fnv = 372 MPa
frv =
=
= 16 MPa
fnrsquo = 13 fnt -
frv lt fnt
fnrsquo = 13 x 620 -
x 16 lt 620
fnrsquo = 770 lt 620
sehingga tegangan tarik maximum yang digunakan adalah 620 MPa
momen tahanan sambungan baut adalah
ϕMnp = 2ϕPt sum
= 2ϕPt (h0 + h1)
= 2 075 31428 620 ( 380 + 231)
= 17858 KN m gt Muc = 12105 KN m (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
158
- Kontrol las
Digunakan las dengan tebal las maximum yaitu
tlas 1 = 6 mm untuk las vertical
tlas 2 = 7 mm untuk las horizontal
Menentukan tiitk berat las
ӯ = sumAy
sumA =
1999635 = 228190 mm
Las
(i)
1 2hst tlas 1 = 1860 = 3865
2 2b2 tlas 2 = 1152 = 3135
3 2b1 tlas 2 = 11835 = 2955
4 2h1 tlas 1 = 3384 = 159
5 2b1 tlas 2 = 11835 = 225
6 2b2 tlas 2 = 1152 = 45
sum A = 8763
tf + 15tlas 2662875
05tlas 5184
sum AY = 1999635
hpr ‐ tf + tlas 34972425
05hpr + tlas 538056
hpr + 05hst + tlas 718890
hpr + 15tlas 361152
Luas (Ai) Jarak ke sumbu x (yi) Ai x yi
(mm2) (mm) mm
3
h1 = hpr ndash 2tf
= 300 ndash 29
= 282 mm
b1 = 05 [be - tw - 2tlas)
= 05 [150ndash 65 ndash 26]
= 6575 mm
b2 = 05 [be ndash tst - 2tlas)
= 05 [150 ndash 10 ndash 26]
= 64 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
159
kekuatan las
fEXX = 490 MPa
ϕRn = 075 te 06 fEXX
= 075 x 0707 x 6 x 06 x 490
= 935361 N
Kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 65 x 06 x 370
= 108225 N
Kekuatan las menentukan kekuatan sambungan las dipengaruhi oleh geser
dan lentur sehingga tegangan geser untuk lentur
frv = = = 325 MPa
fn =
= 490 325
= 4899 MPa
Momen lentur nominal las
ϕfu = 075 0707 06 fEXX
= 075 x 0707 x 06 x 4899
= 155861 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
160
momen plastis terhadap garis netral adalah
Mn = 188227 KN m gt Muc = 12105 KN m (OK)
Las Luas (Ai) ϕfu Gaya Las
(i) (mm2) Mpa KN
1 1860 155861 2899012 1152 155861 1795523 11835 155861 1844614 3384 155861 5274345 11835 155861 1844616 1152 155861 179552
sum Mn 188227
0069 364930206 379420224 40164
0158 458940085 153170067 12416
Lengan kopel Mn
m KN m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
161
4251 Sambungan Balok Balok
1 Sambungan Balok Balok IWF 300 x 150 x 65 x 9 (ϕVn = 2527 KN m)
Gambar 418 Rencana sambungan balok balok IWF 300 x 150 x 65 x 9
Dicoba 5 buah baut M16 (AB = 20114 mm2) dengan tebal pelat 8 mm
fnv = 372 MPa
Kekuatan geser baut
ϕRn = 075 fn AB
= 075 x 372 x 20114
= 5611 KN
Kekuatan tumpuan baut
ϕRn = 12 lc t fu lt 24 d t fu
ϕRn = 12 x 32 x 8 x 370 lt 24 x 16 x 8 x 37
ϕRn = 113664 lt 113664
Jumlah baut perlu
nBAUT =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
162
=
= 45 ~ 5 baut
Untuk baut diameter 16 jarak ke tepi
Jarak minimum = 22 mm (tabel 227)
Jarak maximum = 12 tmin = 12x 6 = 72 mm
Diambil 34 mm
Untuk baut diameter 16 jarak antar baut
Jarak minimum = 3d = 3 x 16 = 48 mm
Jarak maximum = 14 tmin = 14 x 6 = 84 mm
Diambil 50 mm
Kontrol Pelat
ϕVn = 09 x 06 x Ag x fy
= 09 x 06 x 268 x 8 x 240
= 2778 KN gt 2527 KN
Kontrol Las
kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 65 x 06 x 370
= 1082 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
163
kekuatan las transversal
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490
= 779467 Nmm
kekuatan las longitudinal
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490 x ( 1 + 05sin15 90 )
= 116920 Nmm
Sehingga kekuatan sambungan las adalah
P =sum ϕRn min x L
= 779467 x 268 + 1082 x 1295
= 349 KN gt 2527 KN (OK)
Gambar 419 Detail sambungan balok balok IWF 300 x 150 x 65 x 9
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
164
2 Sambungan Balok Balok IWF 250 x 125 x 6 x 9 (ϕVn = 1944 KN m)
Gambar 420 Rencana sambungan balok balok IWF 250 x 125 x 6 x 9
Dicoba 4 buah baut M16 (AB = 20114 mm2) dengan tebal pelat 8 mm
fnv = 372 MPa
Kekuatan geser baut
ϕRn = 075 fn AB
= 075 x 372 x 20114
= 5611 KN
Kekuatan tumpuan baut
ϕRn = 12 lc t fu lt 24 d t fu
ϕRn = 12 x 32 x 8 x 370 lt 24 x 16 x 8 x 370
ϕRn = 113664 lt 113664
Jumlah baut perlu
nBAUT =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
165
=
= 346 ~ 4 baut
Untuk baut diameter 16 jarak ke tepi
Jarak minimum = 22 mm (tabel 227)
Jarak maximum = 12 tmin = 12x 6 = 72 mm
Diambil 34 mm
Untuk baut diameter 16 jarak antar baut
Jarak minimum = 3d = 3 x 16 = 48 mm
Jarak maximum = 14 tmin = 14 x 6 = 84 mm
Diambil 50 mm
Kontrol Pelat
ϕVn = 09 x 06 x Ag x fy
= 09 x 06 x 218 x 8 x 240
= 22602 KN gt 1944 KN
Kontrol Las
kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 6 x 06 x 370
= 999 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
166
kekuatan las transversal
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490
= 779467 Nmm
kekuatan las longitudinal
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490 x ( 1 + 05sin15 90 )
= 116920 Nmm
Sehingga kekuatan sambungan las adalah
P =sum ϕRn min x L
= 779467 x 268 + 999 x 1295
= 33826 KN gt 1944 KN (OK)
Gambar 421 Detail sambungan balok balok IWF IWF 250 x 125 x 6 x 9
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
167
3 Sambungan Balok Balok IWF 200 x 100 x 55 x 8 (ϕVn = 1422 KN m)
Gambar 422 Rencana sambungan balok balok IWF 200 x 100 x 55 x 8
Dicoba 3 buah baut M16 (AB = 20114 mm2) dengan tebal pelat pengaku 8 mm
fnv = 372 MPa
Kekuatan geser baut
ϕRn = 075 fn AB
= 075 x 372 x 20114
= 5611 KN
Kekuatan tumpuan baut
ϕRn = 12 lc t fu lt 24 d t fu
ϕRn = 12 x 32 x 8 x 370 lt 24 x 16 x 8 x 370
ϕRn = 113664 lt 113664
Jumlah baut perlu
nBAUT =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
168
=
= 253 ~ 3 baut
Untuk baut diameter 16 jarak ke tepi
Jarak minimum = 22 mm (tabel 227)
Jarak maximum = 12 tmin = 12 x 6 = 72 mm
Diambil 34 mm
Untuk baut diameter 16 jarak antar baut
Jarak minimum = 3d = 3 x 16 = 48 mm
Jarak maximum = 14 tmin = 14 x 6 = 84 mm
Diambil 50 mm
Kontrol Pelat
ϕVn = 09 x 06 x Ag x fy
= 09 x 06 x 168 x 8 x 240
= 174 KN gt 1422 KN
Kontrol Las
kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 55 x 06 x 370
= 91575 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
169
kekuatan las
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490
= 779467 Nmm
Sehingga kekuatan sambungan las adalah
P = ϕRn min x L
= 779467 x 268
= 20889 KN gt 158 KN (OK)
Gambar 423 Detail sambungan balok balok IWF 200 x 100 x 55 x 8
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
170
4 Sambungan Balok Balok L 70 x 70 x 7 (ϕVn = 635 KN m)
Gambar 424 Rencana sambungan balok balok L 70 x 70 x 7
Kontrol las dengan tebal 5 mm
kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 6 x 06 x 370
= 999 Nmm
kekuatan las
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490
= 779467 Nmm
Sehingga kekuatan sambungan las adalah
P = ϕRn min x L
= 779467 x 110
= 8574 KN gt 635KN (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
171
BAB V
KESIMPULAN DAN SARAN
51 Kesimpulan
Dari hasil perhitungan dan analisa yangtelah dilakukan maka dapat diambil
kesimpulansebagai berikut
1 Dari hasil analisa perhitungan struktur sekunder didapatkan
Pelat lantai elevasi + 580 menggunakan Bondex LYSAGHT
INDONESIA BMT = 07 mm dengan tebal plat beton 120 mm dan untuk
elevasi lain nya digunakan pelat chekered t = 45 mm dengan siku L 70 x
70 x 7 sebagai pengaku
Balok anak lantai pabrik
1 WF 250 x 125 x 6 x 9 untuk elevasi + 580 m
2 WF 200 x 100 x 55 x 8 untuk elevasi yang lain
Gording dengan profil CNP 150 x 50 x 20 x 32
Sagrod Oslash 10 mm
Ikatan angin Oslash 22 mm
Balok tangga UNP 200 x 80 x 75 x 11
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
172
2 Dari hasil analisa perhitungan struktur primer didapatkan
Kolom 350 x 350 x 12 x 19 untuk elevasi +000 sd +1640 pada portal 7
portal 6 dan portal 5
Kolom 300 x 300 x 10 x 15 untuk portal 12 portal 11 portal 10 portal 8
dan portal 7 portal 6 portal 5 dari elevasi +1640 sd +3550
Kolom 200 x 200 x 8 x 12 untuk kolom pendukung pada portal 8 dan 9
Balok 350 x 175 x 7 x 11 komposit untuk elevasi +580
Balok 350 x 175 x 7 x 11 untuk balok atap
Balok 300 x 150 x 65 x 9 komposit untuk balok induk semua elevasi
sesuai gambar kerja
3 Rekapitulasi gaya pada struktur
Tabel 51 Resume gaya luar dan stress ratio kolom
No Dimensi Profil Pu Mux Muy ϕPn ϕMnx ϕMny Stress
Ratio KN KN m KN m KN KN m KN m
1 350 x 350 x 12 x 19 -171412 -7624 -5979 308307 51924 25377 0938
2 300 x 300 x 10 x 15 -54867 -7138 -1717 238600 31937 14724 0710
3 200 x 200 x 8 x 12 -5225 -1217 -612 69605 9547 5244 0334
Tabel 52 Resume gaya luar dan stress ratio balok komposit
No Dimensi Profil M+
max M-max ϕM+ ϕM-
KN m Stress
Ratio (M+) Stress Ratio
(M+) KN m KN m KN m
1 350 x 175 x 7 x 11 122057 180798 43080 249461 0283 0724
2 300 x 150 x 65 x 9 3774 6125 25442 17133 0148 0357
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
173
52 Saran
Perencanaan struktur harus mempertimbangkan aspek teknis ekonomi dan
estetika Pemodelan yang sederhana dapat mempermudah pekerjaan analisa
struktur dan diharapkan hasil yang mendekati kondisi sesungguhnya Perlu
dilakukan analisa geoteknik untuk menentukan titik jepit sesungguhnya agar
mendapatkan hasil prilaku struktur yang sebenarnya
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
188
DAFTAR PUSTAKA
Anonim1 1983 Peraturan Pembebanan Indonesia untuk Gedung 1983
Yayasan Lembaga Penyelidikan Masalah Bangunan
Anonim2 2002 Tatacara Perencanaan Struktur Beton Untuk Bangunan Gedung
SNI 03-2478-2002 Badan Standardisasi Nasional
Anonim3 2012 Tata Cara Perencanaan Ketahanan Gempa Untuk Struktur
Bangunan Gedung Dan Non Gedung SNI-1726-2012 Badan
Standardisasi Nasional
Anonim4 2015 Spesifikasi untuk bangunan baja gedung baja struktural SNI
1729-2015 Badan Standardisasi Nasional
Asroni A 2010 Balok dan Pelat Beton Bertulang Yogyakarta Graha Ilmu
Dewobroto Wiryanto 2015 Struktur Baja Perilaku Analisis Dan
Disain ndash AISC 2010 Tangerang LUMINA Press
Fakhrur Rozi Muhammad 2014 ldquoPengaruh Panjang Daerah Pemasangan Shear
Connector Pada Balok Komposit Terhadap Kuat Lenturrdquo Jurnal Rekayasa
Teknik Sipil Vol 2 No 2 4
Oentoeng 1999 Konstruksi Baja Yogyakarta ANDI
Salmon CG dkk 1995 Struktur Baja Disain Dan Perilaku Jakarta Erlangga
Schueller Wolfgang 1989 Struktur Bangunan Bertingkat Tinggi
Bandung PT ERESCO
Schodek Daniel L 1991 Struktur Bandung PT ERESCO
Setiawan Agus 2008 Perencanaan Struktur Baja dengan Metode LRFD
Jakarta Erlangga
Smith JC Structural Steel Design LRFD Approach Canada Jhon Wlwy amp
Sons 1991
Park R 1989 Evaluation of Ductility of Structures And Structural Assemblages
From Laboratory TestingBulletin of the New Zealand National Society for
Earthquake Engineering Vol 22 No 3 Sepetember 1989New Zealand
University of Canterbury
McComarc JC Structural Steel Design New York Harper amp Row 1981
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xvi
Murray TM dan SummerEA 2003 ldquoExtended End-Plate Moment Connections
Seismic and Wind Applications 2nd Editionrdquo Steel Design Guide Series -
4 American Institute of Steel Construction Inc
Wijaya PK Panjang efektif Untuk Tekuk Torsi Lateral Pada Balok Baja
Dengan Penampang I Konferensi Nasional Teknik Sipil 7 2013
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
- Cover
- Abstrak
- KATA PENGANTAR
- DAFTAR ISI
- BAB I
- BAB II
- BAB III
- BAB IV
- BAB V
- Daftar Pustaka
-
ix
Tabel 218 Simpangan antar lantai ijin 37
Tabel 219 Tebal Minimum balok non-prategang atau pelat satu arah bila
lendutan tidak dihitung 38
Tabel 220 Rasio Tulangan Minimum Pada Pelat 40
Tabel 221 Nilai kekuatan lentur berdasarkan SNI 1729 2015 42
Tabel 222 Batas Lendutan Maksimum 46
Tabel 223 Nilai untuk Rg dan Rp untuk setiap kasus Kapasitas untuk angkur
steel headed stud 59
Tabel 224 Tebal minimum las sudut 61
Tabel 225 Pratarik baut minimum kN 64
Tabel 226 Kekuatan nominal pengencang dan bagian yang berulir ksi (MPa) 66
Tabel 227 Dimensi Lubang Nominal mm 66
Tabel 228 Jarak tepi minimum dari pusat lubang standar ke tepi dari bagian
yang disambung 67
Tabel 229 Kapasitas sambungan end-pelat menurut AISC 2003 70
Tabel 41 Beban mati struktur (rangka) 115
Tabel 42 Beban mati struktur (Atap partisi diafragma dll) 115
Tabel 43 Beban hidup struktur 116
Tabel 44 Waktu getar alami dan partisipasi massa 116
Tabel 45 Base Reaction 117
Tabel 46 Simpangan antar lantai akibat gempa X 119
Tabel 47 Simpangan antar lantai akibat gempa Y 120
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
x
Tabel 48 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 350 x 350 x 12 x 19 123
Tabel 49 Resume gaya geser Kolom 350 x 350 x 12 x 19 125
Tabel 410 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 300 x 300 x 10 x 15 127
Tabel 411 Resume gaya geser Kolom 300 x 300 x 10 x 15 129
Tabel 412 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 200 x 200 x 8 x 12 131
Tabel 413 Resume gaya geser Kolom 200 x 200 x 8 x 12 133
Tabel 414 Resume Gaya luar envelope balok komposit 300 x 150 x 65 x 9 134
Tabel 415 Resume Gaya luar envelope balok komposit 350 x 175 x 7 x 11 141
Tabel 51 Resume gaya luar dan stress ratio kolom 172
Tabel 52 Resume gaya luar dan stress ratio balok komposit 172
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xi
DAFTAR GAMBAR
Gambar 21 Jalur Cincin Api dan Gunung Berapi Sebagai Pusat Gempa 14
Gambar 22 Peta Gempa Pada SNI 1726 2012 14
Gambar 23 Respon Spektrum Gempa Rencana Wilayah Medan (SNI-03-
1726-2012) 17
Gambar 24 Penentuan simpangan antar lantai 36
Gambar 25 Diagram tegangan momen positif floor deck 39
Gambar 26 Diagram tegangan momen negatif floor deck 41
Gambar 27 Kuat Momen Lentur Nominal Akibat Tekuk Torsi Lateral 45
Gambar 28 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan
ẏ lt (ts - hfd) 50
Gambar 29 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan
ẏ gt (ts - hfd) 50
Gambar 210 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan
ẏ lt (ts + tf) 52
Gambar 211 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan
ẏ gt (ts + tf) 53
Gambar 212 Diagram tegangan balok komposit momen negatif dengan
ts gt ẏ gt (ts + tf) 55
Gambar 213 Diagram tegangan balok komposit momen negatif dengan
ẏ gt (ts + tf) 56
Gambar 214 Tebal efektif las sudut 60
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xii
Gambar 215 Panjang las longitudinal 61
Gambar 216 Momen plastis siklik pada sambungan pemikul momen 63
Gambar 217 Sambungan pemikul momen menurut AISC 2003 67
Gambar 218 Lokasi sendi plastis 68
Gambar 219 Menentukan Muc 68
Gambar 220 Geometri sambungan end-plate 68
Gambar 221 Momen kopel baut tarik terhadap sayap tekan 69
Gambar 222 Sambungan balok anak ke balok induk 72
Gambar 223 Pengaruh Orde ke-2 (AISC 2010) 74
Gambar 31 Diagram Alir Penelitian 79
Gambar 41 Tributari area elevasi +580 m 83
Gambar 42 Distribusi momen untuk pelat satu arah 84
Gambar 43 Diagram tegangan momen kopel (positif) floor deck 84
Gambar 44 Diagram tegangan momen kopel (negatif) floor deck 85
Gambar 45 Tributari area elevasi +1070 m 91
Gambar 46 Distribusi momen untuk pelat satu arah 92
Gambar 47 Rencana atap elevasi +1250 m dan +3550 m 97
Gambar 48 Kecepatan angin 98
Gambar 49 Rencana sagrod 103
Gambar 410 Tributari area ikatan angin 105
Gambar 411 Rencana tangga 108
Gambar 412 Respon spectra rencana 113
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xiii
Gambar 413 Beban notional pada etabs 2015 118
Gambar 414 Grafik simpangan antar lantai VS elevasi akibat gempa ndash X 120
Gambar 415 Grafik simpangan antar lantai VS elevasi akibat gempa ndash Y 121
Gambar 416 Rencana sambungan balok kolom IWF 350 x 175 x 7 x 11 149
Gambar 417 Rencana sambungan balok kolom IWF 300 x 150 x 65 x 9 155
Gambar 418 Rencana sambungan balok balok IWF 300 x 150 x 65 x 9 161
Gambar 419 Detail sambungan balok balok IWF 300 x 150 x 65 x 9 163
Gambar 420 Rencana sambungan balok balok IWF 250 x 125 x 6 x 9 164
Gambar 421 Detail sambungan balok balok IWF IWF 250 x 125 x 6 x 9 166
Gambar 422 Rencana sambungan balok balok IWF 200 x 100 x 55 x 8 167
Gambar 423 Detail sambungan balok balok IWF 200 x 100 x 55 x 8 169
Gambar 424 Rencana sambungan balok balok L 70 x 70 x 7 170
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xiv
DAFTAR NOTASI
A luas penampang beton (mm2)
A B luas penampang baut (mm2)
As luas tulangan tarik (mm2)
Asrsquo luas tulangan tekan (mm2)
Av luas tulangan geser dalam daerah sejarak s (mm2)
Aw luas badan profil
Cb faktor midifikasi tekuk torsi lateral untuk diagram momen tidak merata
Cd faktor amplifikasi defleksi
Cu koefisien batas prioda struktur
Cs koefisien respons seismik
Ct koefisien prioda struktur pendekatan
Cw konstanta warping
Eh gaya gempa horizontal
Ev gaya gempa vertikal
Es modulus elastisitas baja (MPa)
Ec modulus elastisitas beton (MPa)
I momen inersia (mm4)
Ie faktor keutamaan gempa
J konstanta torsi
K koefisien panjang efektif
Lp panjang plastis
Lr panjang batas untuk kondisi inelastis
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xv
Lb panjang profil tak terkekang
Mu momen maksimum pada komponen struktur (Nmm)
Mn momen tahanan nominal profilpenampang
Mux momen lentur terfaktor terhadap sumbu-x
Muy momen lentur terfaktor terhadap sumbu-y
Muc momen rencana sambungan
Mnx kuat nominal lentur penampang terhadap sumbu-x
Mny kuat nominal lentur penampang terhadap sumbu-y
N jumlah tingkat
Ni gaya notional yang bekerja pada level i
Pr gaya tekan hasil kombinasi LRFD
Pe gaya menurut euler
Pn gaya terkoreksi menurut SNI 1729 2015
Ptr Kuat tarik baut
R faktor modifikasi respons
SDS parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang perioda
pendek
S1 parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang sebesar
10 detik
Ta waktu getar struktur pendekatan
Tc waktu getar struktur analisa modal
nV kuat geser nominal (N)
Vu gaya geser hasil kombinasi LRFD
V1 gaya geser dasar nominal sebagai respons dinamik ragam yang
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xvi
pertama saja
Vt gaya geser dasar nominal yang didapat dari hasil analisis ragam
spektrum respons yang telah dilakukan
W berat seismik efektif
Y konstanta tebal end-plate
a tinggi blok tegangan (mm)
b lebar balok (mm)
c jarak serat tekan terluar ke garis netral (mm)
cv koefisien geser
d jarak dari serat tekan terluar ke titik berat tulangan tarik tinggi efektif (mm)
drsquo jarak dari serat tekan terluar ke titik berat tulangan tekan (mm)
g percepatan grafitasi
hfd tinggi floor deck
frsquoc kuat tekan beton (MPa)
ffd tegangan floor deck
fy tegangan leleh baja (MPa)
fnt tegangan tarik baut (MPa)
fnv tegangan geser baut (MPa)
h tinggi balok (mm)
kv koefisien tekuk geser pelat badan
qDL beban akibat berat sendiri (kNm)
qLL beban akibat beban hidup (kNm)
qWL beban akibat tekanan angin (kNm)
r jari jari inersia (mm4)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xvii
Δ defleksi pada elemen global
1 konstanta yang merupakan fungsi dari kelas kuat beton
δ defleksi pada elemen lokal
λ kelangsingan =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
1
BAB I
PENDAHULUAN
11 Latar Belakang
Perkembangan industri pengolahan kelapa sawit yang pesat di
Indonesia khususnya sumatera utara ahkir ahkir ini memicu pertumbuhan dan
pembangunan pabrik refinery (pemurnian) dan Fraksinasi (pemisahan) kelapa
sawit dimana pabrik refinery dan fraksinasi tersebut mendorong para
perencana bangunan untuk membuat bangunan pabrik tingkat tinggi yang
tahan gempa Dimana berdasarkan geografis Indonesia terletak di antara dua
lempeng dunia yang aktif yaitu Eurasia dan Australia Hal ini
mengkibatkan Indonesia merupakan daerah rawan gempa Akhir ndash akhir ini
gempa yang mengguncang pulau sumatera terjadi dalam skala besar tahun
2004 gempa Aceh (26 desember Skala 92) yang disertai Tsunami dan gempa
padang (30 September 2009 Skala 76) yang masih sering terjadi hingga saat
ini sehingga mengakibatkan kerusakan pada bangunan tingkat tinggi yang
cukup parah
Kondisi itu menyadarkan kita bahwa Indonesia merupakan daerah
rawan terjadinya gempa Untuk mengurangi resiko bencana yang terjadi
diperlukan konstruksi bangunan tahan gempa Hal ini pula yang menuntut
seorang perencana agar membuat perencanaan struktur bangunan tingkat tinggi
agar dapat menahan gaya yang diakibatkan oleh gempa bumi tersebut
Struktur yang kuat biasanya memiliki dimensi yang besar tetapi tidak
ekonomis jika diterapkan pada bangunan bertingkat tinggi Perhitungan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
2
dimensi biasanya didasarkan pada kolom atau balok struktur yang menanggung
beban paling besar Untuk mendapatkan dimensi penampang yang optimal
maka besar gaya-gaya yang bekerja pada struktur perlu diketahui analisa balok
maupun kolom
Dengan adanya pengaruh beban-beban yang bekerja maka kapasitas
momen akan dideformasikan merata ke seluruh elemen Apabila struktur lentur
maka pembebanan pada balok perlu diperhitungkan deformasi momennya
Tugas akhir ini merupakan studi untuk merencanakan bangunan tingkat
tinggi dengan struktur baja Dimana bangunan tingkat tinggi tersebut harus
mampu bertahan terhadap gaya gempa dan gaya grafitasi yang terjadi
12 Perumusan Masalah
Dari latar belakang dapat dirumuskan suatu permasalahan sebagai berikut
1 Bagaimana merencanakan dimensi gording terhadap momen akibat gaya
grafitasi dan angin
2 Bagaimana merencanakan tebal floor deck terhadap momen akibat gaya
grafitasi
3 Bagaimana merencanakan dimensi balok anak terhadap momen akibat
gaya grafitasi
4 Bagaimana merencanakan tangga terhadap momen akibat gaya grafitasi
5 Bagaimana merencanakan lantai dengan checkered mild steel
6 Bagaimana merencanakan dimensi kolom dan dimensi balok pada sistem
rangka pemikul momen akibat gaya gravitasi dan gaya gempa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
3
7 Bagaimana pemodelan dan menganalisa struktur dengan menggunakan
program bantu ETABS 2015
13 Tujuan Penelitian
Adapun maksud dan tujuan penulisan tugas akhir ini adalah
1 Merencanakan dimensi gording terhadap momen akibat gaya grafitasi dan
angin
2 Merencanakan tebal floor deck terhadap momen akibat gaya grafitasi
3 Merencanakan dimensi balok anak terhadap momen akibat gaya grafitasi
4 Merencanakan tangga terhadap momen akibat gaya grafitasi
5 Merencanakan lantai dengan checkered mild steel
6 Merencanakan dimensi kolom dan dimensi balok pada sistem rangka
pemikul momen akibat gaya gravitasi dan gaya gempa
7 Memodelan dan menganalisa struktur dengan menggunakan program bantu
ETABS 2015
14 Mamfaat Penelitian
Tugas akhir ini diharapkan dapat menambah ilmu dan pengetahuan tentang
perencanaan struktur baja pada bangunan yang berfungsi sebagai pabrik dengan
SNI-03-1729-2015 dan SNI-03-1726-2012
15 Pembatasan masalah
Dalam penelitian ini permasalahan dibatasi ruang lingkupnya agar tidak
terlalu luas Pembatasan masalah meliputi
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
4
a Gaya yang bekerja pada struktur utama adalah gaya gravitasi dan gempa
b Tekanan angin pada atap dihitung antara kecepatan angin maximum atau
tekanan minimum
c Jumlah Lantai 8 tingkat
d Fungsi bangunan adalah sebagai pabrik
e Mesin mempunyai struktur dan pondasi sendiri
f Gedung terletak di medan dan digunakan respons spectrum kota medan
pada SNI-03-1726-2012 pada jenis tanah keras
g Tidak meninjau struktur bawah
h Mengunakan pedoman perencanaan pembebanan untuk rumah dan gedung
(SKBI-1353-1987) sebagai acuan beban gravitasi dan beban angin
16 Sistematika Penulisan
BAB I Pendahuluan
Bab ini mencakup latar belakang penelitian tujuan penelitian
pembatasan masalah mekanisme percobaan metodologi penelitian
manfaat penelitian dan sistematika penulisan
BAB II Dasar teori
Pada bab ini berisikan tentang dasar-dasar teori yang berkaitan tentang
penelitian
BAB III Metode perencanaan
Pada bab ini berisikan tentang data spesifikasi dan perencanaan mutu
baja yang digunakan mutu beton yang di gunakan spefisikasi teknis
yang di gunakan dan metode perencanaan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
5
BAB IV Hasil dan Pembahasan
Pada bab ini membahas tentang hasil dari perencanaan struktur
sekunde perencanaan sistem rangka utama shear conector sambungan
dan gambar teknik
BAB V Kesimpulan dan Saran
Pada bab ini berisikan kesimpulan dari hasil penelitian yang diperoleh
dan saran-saran mengenai penelitian yang dilakukan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
6
BAB II
DASAR TEORI
21 Dasar Perencanaan
211 Jenis Pembebanan
Perencanakan struktur pada suatu bangunan bertingkat berdasarkan pada
gaya gaya yang akan bekerja pada bangunan tersebut struktur yang didisain harus
mampu mendukung berat bangunan beban hidup akibat fungsi bangunan tekanan
angin maupun beban khusus berupa gempa dll Beban-beban yang bekerja pada
struktur dihitung menurut Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983
2111 Beban Mati (qDL)
Beban mati adalah berat dari semua bagian dari suatu gedung yang bersifat tetap
termasuk segala unsur tambahan penyelesaianndashpenyelesaian mesin mesin serta
peralatan tetap yang merupakan bagian tak terpisahkan dari gedung ituUntuk
merencanakan gedung ini beban mati yang terdiri dari berat sendiri bahan
bangunan dan komponen gedung adalah
Tabel 21 Berat jenis bahan bangunan
No Material Berat Keterangan 1 Baja 7850 kgm3
2 Batu alam 2600 kgm3
3 Batu belah batu bulatbatu gunung 1500 kgm3 berat tumpuk 4 Batu karang 700 kgm3 berat tumpuk
5 Batu pecah 1450 kgm3
6 Besi tuang 7250 kgm3
7 Beton 2200 kgm3
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
7
Tabel 21 Berat jenis bahan bangunan (lanjutan)
No Material Berat Keterangan 8 Beton bertulang 2400 kgm3
9 Kayu 1000 kgm3 kelas I
10 Kerikil koral 1650 kgm3 kering udara sampai
11 Pasangan bata merah 1700 kgm3
12 Pasangan batu belah batu bulat 2200 kgm3
13 Pasangan batu cetak 2200 kgm3
14 Pasangan batu karang 1450 kgm3
15 Pasir 1600 kgm3 kering udara sampai
16 Pasir 1800 kgm3 jenuh air
17 Pasir kerikil koral 1850 kgm3 kering udara sampai
18 Tanah lempung dan lanau 1700 kgm3 kering udara sampai
19 Tanah lempung dan lanau 2000 kgm3 basah
20 Timah hitam timbel) 11400 kgm3
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
Tabel 22 Beban Mati Tambahan (komponen gedung)
No Material Berat Keterangan
1 Adukan per cm tebal
21
kgm2
- dari semen
- dari kapur semen merahtras 17 kgm2
2 Aspal per cm tebal 14 kgm2
3 Dinding pasangan bata merah
450
kgm2
- satu batu
- setengah batu 250 kgm2
4
Dinding pasangan batako - berlubang tebal dinding 20 cm (HB 20) tebal dinding 10 cm (HB 10)
200120
kgm2
kgm2
- tanpa lubang tebal dinding 15 cm tebal dinding 10 cm
300
200
kgm2
kgm2
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
8
Tabel 22 Beban mati tambahan (komponen gedung) (lanjutan)
No Material Berat Keterangan
5
Langit-langit amp dinding terdiri
- semen asbes (eternit) tebal
maks 4 mm
- kaca tebal 3-5 mm
11
10
kgm2
kgm2
termasuk rusuk-rusuk
tanpa pengantung atau
pengaku
6 Lantai kayu sederhana dengan 40 kgm2 tanpa langit-langit bentang
7 Penggantung langit-langit (kayu) 7 kgm2 bentang maks 5 m jarak
8 Penutup atap genteng 50 kgm2 dengan reng dan usuk kaso
9 Penutup atap sirap 40 kgm2 dengan reng dan usuk kaso
10 Penutup atap seng gelombang 10 kgm2 tanpa usuk
11 Penutup lantai ubin cm tebal 24 kgm2 ubin semen portland teraso
12 Semen asbes gelombang (5 mm) 11 kgm2
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
2112 Beban Hidup (qLL)
Beban hidup adalah semua beban yang terjadi akibat penghuni atau pengguna suatu
gedung termasuk beban ndash beban pada lantai yang berasal dari barang ndash barang yang
dapat berpindah mesin ndash mesin serta peralatan yang merupakan bagian yang tidak
terpisahkan dari gedung dan dapat diganti selama masa hidup dari gedung itu
sehingga mengakibatkan perubahan pembebanan lantai dan atap tersebut
Khususnya pada atap beban hidup dapat termasuk beban yang berasal dari air hujan
(PPIUG 1983)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
9
Beban hidup merupakan baban-beban gravitasi yang bekerja pada saat struktur
telah berfungsi namun bervariasi dalam besar dan lokasinya Contohnya adalah
beban orang furnitur perkakas yang dapat bergerak kendaraan dan barang-barang
yang dapat disimpan Secara praktis beban hidup bersifat tidak permanen
sedangkan yang lainnya sering berpindah-pindah tempatnya Karena tidak
diketahui besar lokasi dan kepadatannya besar dan posisi sebenarnya dari beban-
beban semacam itu sulit sekali ditentukan (Salmon dan Johnson 1992)
Beban hidup untuk bangunan terdiri dari beban hidup lantai dan beban hidup atap
yang bervariasi bergantung pada fungsi bangunan tersebut
Tabel 23 Beban Hidup Pada Lantai Bangunan
No Fungsi Beban Hidup
a Lantai dan tangga rumah tinggal kecuali disebut no b 200 kgm2
b Lantai amp tangga rumah tinggal sederhana dan gudang gudang tidak penting yang bukan untuk toko pabrik atau bengkel
125 kgm2
c Lantai sekolah ruang kuliah Kantor Toko toserba Restoran Hotel asrama Rumah Sakit
250 kgm2
d Lantai ruang olahraga 400 kgm2
e Lantai ruang dansa 500 kgm2
f Lantai dan balkon dalam dari ruang pertemuan yang lain dari pada yang disebut dalam a sd e seperti masjid gereja ruang pagelaranrapat bioskop dengan tempat duduk tetap
400 kgm2
g Lantai panggung dengan tempat duduk tidak tetap atau untuk penonton yang berdiri
500 kgm2
h Lantai Tangga bordes tangga dan gang dari yang disebut dalam c
300 kgm2
i Lantai Tangga bordes tangga dan gang dari yang disebut dalam d e f dan g
500 kgm2
j Lantai ruang pelengkap dari yang disebut dalam c d e f dan g
250 kgm2
k
Lantai Pabrik bengkel gudang Perpustakaan ruang arsiptoko buku toko besi ruang alat alat dan ruang mesin harus direncanakan terhadap beban hidup ditentukan tersendiri dengan minimum
400 kgm2
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
10
Tabel 23 Beban Hidup Pada Lantai Bangunan (lanjutan)
No Fungsi Beban Hidup
l Lantai gedung parkir bertingkat - Lantai bawah - Lantai tingkat lainnya
800 kgm2
400 kgm2
m Lantai balkon-balkon yang menjorok bebas keluar harus direncanakan terhadap beban hidupdari lantai ruang berbatasan dengan minimum
300 kgm2
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
Tabel 24 Beban Hidup Pada Atap
No Fungsi Beban Hidup
a Atap bagiannya dapat dicapai orang termasuk kanopi dan atap dak
100 kgm2
b Atap bagiannya tidak dapat dicapai orang (diambil min) - beban hujan - beban terpusat
20 kgm2 100 kg
c Balokgording tepi kantilever 200 kgm2
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
Berhubung peluang untuk terjadi beban hidup penuh yang membebani semua
bagian dan semua unsur struktur pemikul secara serempak selama unsur gedung
tersebut adalah sangat kecil maka pada perencanaan balok induk dan portal dari
system pemikul beban dari suatu struktur gedung beban hidupnya dikalikan
dengan suatu koefisien reduksi yang nilainya tergantung pada penggunaan
gedung yang ditinjau dan yang dicantumkan pada tabel 25
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
11
Tabel 25 Koefisien reduksi beban hidup
Penggunaan gedung
Koefisien Reduksi Beban HidupPerencanaan balok
induk dan portal Peninjauan
gempa
PERUMAHANPENGHUNIAN
Rumah tinggal asrama hotel rumah sakit
075 030
PENDIDIKAN Sekolah Ruang kuliah
090
050
PERTEMUAN UMUM Mesjid gereja bioskop restoran ruang dansa ruang pagelaran
090 050
KANTOR Kantor Bank 060 030
PERDAGANGAN
Toko toserba pasar 080 080
PENYIMPANAN
Gudang perpustakaan ruang arsip 080 080
INDUSTRI Pabrik bengkel 100 090
TEMPAT KENDARAAN
Garasi gedung parkir 090 050
GANG amp TANGGA - Perumahanpenghunian - Pendidikan kantor - Pertemuan umum perdagangan - Penyimpanan industri tempat
kendaraan
075 075 090
030 050 050
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
12
2113 Beban Angin (qWL)
Besarnya beban angin yang bekerja pada struktur bangunan tergantung dari
kecepatan angin rapat massa udara letak geografis bentuk dan ketinggian
bangunan serta kekakuan struktur Bangunan yang berada pada lintasan angin
akan menyebabkan angin berbelok atau dapat berhenti Sebagai akibatnya energi
kinetik dari angin akan berubah menjadi energi potensial yang berupa tekanan atau
hisapan pada bangunan Beban Angin adalah semua beban yang bekerja pada
gedung atau bagian gedung
Beban Angin ditentukan dengan menganggap adanya tekanan positif dan tekanan
negatif (hisapan) yang bekerja tegak lurus pada bidang yang ditinjau Besarnya
tekanan positif dan negatif yang dinyatakan dalam kgm2 ini ditentukan dengan
mengalikan tekanan tiup dengan koefisien ndash koefisien angin Tekan tiup harus
diambil minimum 25 kgm2 kecuali untuk daerah di laut dan di tepi laut sampai
sejauh 5 km dari tepi pantai Pada daerah tersebut tekanan hisap diambil minimum
40 kg m2 (dimana V adalah kecepatan angin dalam mdet yang harus ditentukan
oleh instansi yang berwenang Sedangkan koefisien angin ( + berarti tekanan dan ndash
berarti isapan ) beban tekanan angin disederhanakan dalam bentuk koefisen angin
yang di rangkum dalam tabel 26
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
13
Tabel 26 Koefisien Beban Angin
No Jenis Gedung Struktur Posisi Tinjauan Koefisien 1 Gedung tertutup
a Dinding vertikal b Atap segitiga
c Atap segitiga majemuk
- di pihak angin - di belakang angin - sejajar arah angin
- di pihak angin (α lt 65o)
- di pihak angin (65o lt α lt90o) - di belakang angin (semua sudut)
- bidang atap di pihak angin (α lt 65o ) - bidang atap di pihak angin
(65oltαlt90o) - bidang atap di belakang angin (semua sudut)
- bidang atap vertikal di belakang angin (semua sudut)
+ 09 - 04 - 04
( 002α - 04)
+ 09 - 04
( 002α - 04)
+ 09
- 04
+ 04
2 Gedung terbuka sebelah Sama dengan No1 dengan tambahan
- bid dinding dalam di pihak angin
- bid dinding dalam di belakang angin
+ 06
- 03
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
2114Beban Gempa
Perhitungan beban gempa dilakukan dengan standart Tata Cara Perencanaan
ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 1726 2012 Pada
peraturan tersebut menggunakan percepatan permukaan tanah (PGA) sebagai acuan
dasar standart Percepatan permukaan tanah adalah percepatan tanah yang sampai
ke lokasi bangunan tersebut akibat adanya gempa dari pusat gempa Variasi
percepatan permukaan tanah bervariasi tergantung jarak dari pusat gempa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
14
Sumber httpekspedisikompascomcincinapiindexphpinfografis39
Gambar 21 Jalur Cincin Api dan Gunung Berapi Sebagai Pusat Gempa
Gambar 22 Peta Gempa Pada SNI 1726 2012
Beban Gempa rencana pada SNI 1726 2012 ditetapkan sebagai gempa dengan
kemungkinan terlewati besaran nya selama umur struktur bangunan 50 tahun
sebesar 2 Untuk berbagai kategori risiko struktur bangunan gedung dan non
gedung sesuai Tabel 1 pengaruh gempa rencana terhadapnya harus dikalikan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
15
dengan suatu faktor keutamaan Ie menurut Tabel 2 Khusus untuk struktur
bangunan dengan kategori risiko IV bila dibutuhkan pintu masuk untuk
operasional dari struktur bangunan yang bersebelahan maka struktur bangunan
yang bersebelahan tersebut harus didesain sesuai dengan kategori risiko IV
Tabel 27 Kategori risiko bangunan gedung dan non gedung untuk beban
gempa
Jenis pemanfaatan Kategori risiko
Gedung dan non gedung yang memiliki risiko rendah terhadap jiwa manusia pada saat terjadi kegagalan termasuk tapi tidak dibatasi untuk antara lain
- Fasilitas pertanian perkebunan perternakan dan perikanan - Fasilitas sementara - Gudang penyimpanan - Rumah jaga dan struktur kecil lainnya
I
Semua gedung dan struktur lain kecuali yang termasuk dalam kategori risiko IIIIIV termasuk tapi tidak dibatasi untuk
- Perumahan - Rumah toko dan rumah kantor - Pasar - Gedung perkantoran - Gedung apartemen rumah susun - Pusat perbelanjaan mall - Bangunan industri - Fasilitas manufaktur - Pabrik
II
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
16
Tabel 27 Kategori risiko bangunan gedung dan non gedung untuk beban
gempa (lanjutan)
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
Jenis pemanfaatan Kategori risiko
Gedung dan non gedung yang memiliki risiko tinggi terhadap jiwa manusia pada saat terjadi kegagalan termasuk tapi tidak dibatasi untuk
- Bioskop - Gedung pertemuan - Stadion - Fasilitas kesehatan yang tidak memiliki unit bedah dan unit gawat darurat - Fasilitas penitipan anak - Penjara - Bangunan untuk orang jompo
Gedung dan non gedung tidak termasuk kedalam kategori risiko IV yang memiliki potensi untuk menyebabkan dampak ekonomi yang besar danatau gangguan massal terhadap kehidupan masyarakat sehari-hari bila terjadi kegagalan termasuk tapi tidak dibatasi untuk
- Pusat pembangkit listrik biasa - Fasilitas penanganan air - Fasilitas penanganan limbah - Pusat telekomunikasi
Gedung dan non gedung yang tidak termasuk dalam kategori risiko IV (termasuk tetapi tidak dibatasi untuk fasilitas manufaktur proses penanganan penyimpanan penggunaan atau tempat pembuangan bahan bakar berbahaya bahan kimia berbahaya limbah berbahaya atau bahan yang mudah meledak) yang mengandung bahan beracun atau peledak di mana jumlah kandungan bahannya melebihi nilai batas yang disyaratkan oleh instansi yang berwenang dan cukup menimbulkan bahaya bagi masyarakat jika terjadi kebocoran
III
Gedung dan non gedung yang ditunjukkan sebagai fasilitas yang penting termasuk tetapi tidak dibatasi untuk
- Bangunan-bangunan monumental - Gedung sekolah dan fasilitas pendidikan - Rumah sakit dan fasilitas kesehatan lainnya yang memiliki fasilitas bedah
dan unit gawat darurat - Fasilitas pemadam kebakaran ambulans dan kantor polisi serta garasi
kendaraan darurat - Tempat perlindungan terhadap gempa bumi angin badai dan tempat
perlindungan darurat lainnya - Fasilitas kesiapan darurat komunikasi pusat operasi dan fasilitas lainnya
untuk tanggap darurat - Pusat pembangkit energi dan fasilitas publik lainnya yang dibutuhkan pada
saat keadaan darurat - Struktur tambahan (termasuk menara telekomunikasi tangki penyimpanan
bahan bakar menara pendingin struktur stasiun listrik tangki air pemadam kebakaran atau struktur rumah atau struktur pendukung air atau material atau peralatan pemadam kebakaran ) yang disyaratkan untuk beroperasi pada saat keadaan darurat
Gedung dan non gedung yang dibutuhkan untuk mempertahankan fungsi struktur bangunan lain yang masuk ke dalam kategori risiko IV
IV
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
17
Tabel 28 Faktor keutamaan gempa
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
lokasi proyek berada pada daerah wilayah medan (045g = 441 ms2) sehingga
di digunakan spectrum rencana sebagai berikut
Sumber httppuskimpugoidAplikasidesain_spektra_indonesia_2011
Gambar 23 Respon Spektrum Gempa Rencana Wilayah Medan
(SNI-03-1726-2012)
Kategori risiko Faktor keutamaan gempa Ie
I atau II 10III 125IV 150
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
18
Sistem penahan gaya gempa lateral dan vertikal dasar harus memenuhi salah
satu tipe yang ditunjukkan dalam Tabel 9 atau kombinasi sistem seperti dalam
722 723 dan 724 Pembagian setiap tipe berdasarkan pada elemen vertikal
yang digunakan untuk menahan gaya gempa lateral Sistem struktur yang
digunakan harus sesuai dengan batasan system struktur dan batasan ketinggian
struktur yang ditunjukkan dalam Tabel 9 Koefisien modifikasi respons yang
sesuai R faktor kuat lebih sistem 0 Ω dan koefisien amplifikasi defleksi d C
sebagaimana ditunjukkan dalam Tabel9 harus digunakan dalam penentuan
geser dasar gaya desain elemen dan simpangan antarlantai tingkatdesain
Setiap sistem penahan gaya gempa yang dipilih harus dirancang dan didetailkan
sesuai dengan persyaratan khusus bagi sistem tersebut yang ditetapkan dalam
dokumen acuan yang berlaku seperti terdaftar dalam Tabel 9 dan persyaratan
tambahan yang ditetapkan dalam 714 Sistem penahan gaya gempa yang tidak
termuat dalam Tabel 9 diijinkan apabila data analitis dan data uji diserahkan
kepada pihak yang berwenang memberikan persetujuan yang membentuk
karakteristik dinamis dan menunjukkan tahanan gaya lateral dan kapasitas
disipasi energi agar ekivalen dengan sistem struktur yang terdaftar dalam Tabel
9 untuk nilainilai ekivalen dari koefisien modifikasi respons R koefisien kuat-
lebih sistem Ω0 dan factor amplifikasi defleksi Cd (SNI 17262012)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
19
Tabel 29 Faktor R Cd dan Ω0 untuk sistem penahan gaya gempa
Sistem penahan-gaya seismik
Koefisien modifika
si respons
Ra
Faktor kuat- lebih sistem
Ω0g
Faktor
pembesaran defleksi
Cdb
Batasan sistem struktur dan batasan
tinggi struktur h (m) c
Kategori desain seismik
B C D
d E d
F e
A Sistem dinding penumpu 711 712 713 714 715 716 717 718
1 Dinding geser beton bertulang khusus 5 2frac12 5 TB TB 48 48 30
2 Dinding geser beton bertulang biasa 4 2frac12 4 TB TB TI TI TI
3 Dinding geser beton polos didetail 2 2frac12 2 TB TI TI TI TI
4 Dinding geser beton polos biasa 1frac12 2frac12 1frac12 TB TI TI TI TI
5 Dinding geser pracetak menengah 4 2frac12 4 TB TB 12k 12k 12k
6 Dinding geser pracetak biasa 3 2frac12 3 TB TI TI TI TI
7 Dinding geser batu bata bertulang khusus 5 2frac12 3frac12 TB TB 48 48 30
8 Dinding geser batu bata bertulang h
3frac12 2frac12 2frac14 TB TB TI TI TI
9 Dinding geser batu bata bertulang biasa 2 2frac12 1frac34 TB 48 TI TI TI
10Dinding geser batu bata polos didetail 2 2frac12 1frac34 TB TI TI TI TI
11Dinding geser batu bata polos biasa 1frac12 2frac12 1frac14 TB TI TI TI TI
12Dinding geser batu bata prategang 1frac12 2frac12 1frac34 TB TI TI TI TI
13Dinding geser batu bata ringan (AAC) bertulang biasa
2 2frac12 2 TB 10 TI TI TI
14Dinding geser batu bata ringan (AAC) polos biasa
1frac12 2frac12 1frac12 TB TI TI TI TI
15Dinding rangka ringan (kayu) dilapisidengan panel struktur kayu yang ditujukanuntuk tahanan geser atau dengan lembaran baja
6frac12 3 4 TB TB 20 20 20
16Dinding rangka ringan (baja canai dingin)yang dilapisi dengan panel struktur kayuyang ditujukan untuk tahanan geser ataudengan lembaran baja
6frac12 3 4 TB TB 20 20 20
17 Dinding rangka ringan dengan panel geser dari semua material lainnya
2 2frac12 2 TB TB 10 TI TI
18Sistem dinding rangka ringan (baja canai dingin) menggunakan bresing strip datar
4 2 3frac12 TB TB 20 20 20
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
20
Tabel 29 Faktor R Cd dan Ω0 untuk sistem penahan gaya gempa (lanjutan)
Sistem penahan-gaya seismik
Koefisien modifikasi respons
Ra
Faktor kuat- lebih sistem
Ω0g
Faktor
pembesarandefleksi
Cdb
Batasan sistem struktur dan batasan
tinggi struktur h (m) c
Kategori desain seismik
B C D d E
d F
e
B Sistem rangka bangunan
1 Rangka baja dengan bresing eksentris 8 2 4 TB TB 48 48 30
2 Rangka baja dengan bresing konsentris 6 2 5 TB TB 48 48 30 3 Rangka baja dengan bresing konsentris biasa 3frac14 2 3frac14 TB TB 10j 10j TIj
4 Dinding geser beton bertulang khusus 6 2frac12 5 TB TB 48 48 30
5 Dinding geser beton bertulang biasa 5 2frac12 4 TB TB TI TI TI 6 Dinding geser beton polos detail 2 2frac12 2 TB TI TI TI TI
7 Dinding geser beton polos biasa 1frac12 2frac12 1 TB T TI TI TI
8 Dinding geser pracetak menengah 5 2frac12 4 TB TB 12k 12k 12k
9 Dinding geser pracetak biasa 4 2frac12 4 TB TI TI TI TI 10Rangka baja dan beton komposit
dengan bresing eksentris 8 2 4 TB TB 48 48 30
11Rangka baja dan beton komposit dengan bresing konsentris khusus
5 2 4frac12
TB TB 48 48 30
12Rangka baja dan beton komposit dengan bresing biasa
3 2 3 TB TB TI TI TI
13Dinding geser pelat baja dan beton komposit 6frac12 2frac12 5 TB TB 48 48 30
14Dinding geser baja dan beton komposit 6 2frac12 5 TB TB 48 48 30
15Dinding geser baja dan beton komposit biasa 5 2frac12 4 TB TB TI TI TI
16Dinding geser batu bata bertulang khusus 5frac12 2frac12 4 TB TB 48 48 30
17Dinding geser batu bata bertulang menengah 4 2frac12 4 TB TB TI TI TI
18Dinding geser batu bata bertulang biasa 2 2frac12 2 TB 48 TI TI TI
19Dinding geser batu bata polos didetail 2 2frac12 2 TB TI TI TI TI
20Dinding geser batu bata polos biasa 1frac12 2frac12 1 TB T TI TI TI
21Dinding geser batu bata prategang 1frac12 2frac12 1 TB T TI TI TI
22Dinding rangka ringan (kayu) yang dilapisi dengan panel struktur kayu yangdimaksudkan untuk tahanan geser
7 2frac12 4frac12 TB TB 22 22 22
23Dinding rangka ringan (baja canai dingin)yang dilapisi dengan panel struktur kayuyang dimaksudkan untuk tahanan geser atau dengan lembaran baja
7 2frac12 4frac12 TB TB 22 22 22
24Dinding rangka ringan dengan panel geser dari semua material lainnya
2frac12 2frac12 2frac12 TB TB 10 TB TB
25Rangka baja dengan bresing terkekang terhadap tekuk
8 2frac12 5 TB TB 48 48 30
26Dinding geser pelat baja khusus 7 2 6 TB TB 4 48 30
C Sistem rangka pemikul momen
1 Rangka baja pemikul momen khusus 8 3 5frac12 TB TB T TB TB
2 Rangka batang baja pemikul momen khusus 7 3 5frac12 TB TB 48 30 TI
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
21
Tabel 29 Faktor R Cd dan Ω0 untuk sistem penahan gaya gempa (lanjutan)
Sistem penahan-gaya seismik
Koefisien
modifikasi respons
Ra
Faktor kuat- lebih sistem
Ω0g
Faktor
pembesaran defleksi
Cdb
Batasan sistem struktur dan batasan
tinggi struktur h (m) c
Kategori desain seismik
B C Dd E
d F
e
3 Rangka baja pemikul momen menengah 4frac12 3 4 TB 1TB 10hi TIh TIi
4 Rangka baja pemikul momen biasa 3frac12 3 3 TB TB TIh TIh TIi
5 Rangka beton bertulang pemikul momen khusus
8 3 5frac12 TB TB TB TB TB
6 Rangka beton bertulang pemikul momen menengah
5 3 4frac12 TB TB TI TI TI
7 Rangka beton bertulang pemikul momen 3 3 2frac12 TB TI TI TI TI
8 Rangka baja dan beton komposit pemikul momen khusus
8 3 5frac12 TB TB TB TB TB
9 Rangka baja dan beton komposit pemikul momen menengah
5 3 4frac12 TB TB TI TI TI
10Rangka baja dan beton komposit terkekang parsial pemikul momen
6 3 5frac12 48 48 30 TI TI
11Rangka baja dan beton komposit pemikul momen biasa
3 3 2frac12 TB TI TI TI TI
12 Rangka baja canai dingin pemikul momen khusus dengan pembautan
3frac12 3o 3frac12 10 10 10 10 10
D Sistem ganda dengan rangka pemikul momen khusus yang mampu menahan paling sedikit 25 persen gaya gempayang ditetapkan
1 Rangka baja dengan bresing eksentris 8 2frac12 4 TB TB TB TB TB
2 Rangka baja dengan bresing konsentris khusus
7 2frac12 5frac12 TB TB TB TB TB
3 Dinding geser beton bertulang khusus 7 2frac12 5frac12 TB TB TB TB TB
4 Dinding geser beton bertulang biasa 6 2frac12 5 TB TB TI TI TI
5 Rangka baja dan beton komposit dengan bresing eksentris
8 2frac12 4 TB TB TB TB TB
6 Rangka baja dan beton komposit dengan bresing konsentris khusus
6 2frac12 5 TB TB TB TB TB
7 Dinding geser pelat baja dan beton 7frac12 2frac12 6 TB TB TB TB TB
8 Dinding geser baja dan beton komposit 7 2frac12 6 TB TB TB TB TB
9 Dinding geser baja dan beton komposit 6 2frac12 5 TB TB TI TI TI 10Dinding geser batu bata bertulang khusus 5frac12 3 5 TB TB TB TB TB
11Dinding geser batu bata bertulang 4 3 3frac12 TB TB TI TI TI
12Rangka baja dengan bresing terkekang terhadap tekuk
8 2frac12 5 TB TB TB TB TB
13Dinding geser pelat baja khusus 8 2frac12 6frac12 TB TB TB TB TB
E Sistem ganda dengan rangka pemikul momen menengah mampu menahan paling sedikit 25 persen gayagempayang ditetapkan
1 Rangka baja dengan bresing
konsentris khususf
6 2frac12 5 TB TB 10 TI TIhk
2 Dinding geser beton bertulang khusus 6frac12 2frac12 5 TB TB 48 30 30
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
22
Tabel 29 Faktor R Cd dan Ω0 untuk sistem penahan gaya gempa (lanjutan)
Sistem penahan-gaya seismik
Koefisien
modifikasi respons
Ra
Faktor kuat- lebih sistem
Ω0g 0
Faktor
pembesaran defleksi
Cdb
Batasan sistem struktur dan batasan
tinggi struktur h (m) c
Kategori desain seismik
B C Dd E d F e
3 Dinding geser batu bata bertulang biasa 3 3 2frac12 TB 48 TI T TI 4 Dinding geser batu bata bertulang 3frac12 3 3 TB TB TI TI TI
5 Rangka baja dan beton komposit dengan bresing konsentris khusus
5frac12 2frac12 4frac12 TB TB 48 30 TI
6 Rangka baja dan beton komposit dengan bresing biasa
3frac12 2frac12 3 TB TB TI TI TI
7 Dinding geser baja dan betonkomposit 5 3 4frac12 TB TB TI TI TI
8 Dinding geser beton bertulang biasa 5frac12 2frac12 4frac12 TB TB TI TI TI
F Sistem interaktif dinding geser-rangka dengan rangka pemikul momen beton bertulang biasa dan dinding geser beton bertulang biasa
4frac12 2frac12 4 TB TI TI TI TI
G Sistem kolom kantilever didetail untuk memenuhi persyaratan
1 Sistem kolom baja dengan kantilever khusus
2frac12 1frac14 2frac12 10 10 10 10 10
2 Sistem kolom baja dengan kantilever biasa 1frac14 1frac14 1frac14 10 10 TI TIhi TIh
i3 Rangka beton bertulang pemikul momen
khusus 2frac12 1frac14 2frac12 10 10 10 10 10
4 Rangka beton bertulang pemikul momen menengah
1frac12 1frac14 1frac12 10 10 TI TI TI
5 Rangka beton bertulang pemikul momen biasa
1 1frac14 1 10 TI TI TI TI
6 Rangka kayu 1frac12 1frac12 1frac12 10 10 10 TI TI
H Sistem baja tidak didetail secara khusus untuk ketahanan seismik tidak termasuk sistem kolom kantilever
3 3 3 TB TB TI TI TI
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
Bekerjanya beban untuk bangunan bertingkat berlaku sistem gravitasi yaitu
elemen struktur yang berada di atas akan membebani elemen struktur di
bawahnya atau dengan kata lain elemen struktur yang mempunyai kekuatan
lebih besar akan menahan atau memikul elemen struktur yang mempunyai
kekuatan lebih kecil
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
23
Dengan demikian sistem bekerjanya beban untuk elemen ndash elemen struktur
gedung bertingkat secara umum dapat dinyatakan sebagai berikut beban pelat
lantai didistribusikan terhadap balok anak dan balok portal beban balok portal
didistribusikan ke kolom dan beban kolom kemudian diteruskan ke tanah dasar
melalui pondasi
Dalam perumusan kriteria desain seismik suatu bangunan di permukaan tanah
atau penentuan amplifikasi besaran percepatan gempa puncak dari batuan dasar
ke permukaan tanah untuk suatu situs maka situs tersebut harus diklasifikasikan
terlebih dahulu Profil tanah di situs harus diklasifikasikan sesuai dengan Tabel
210 berdasarkan profil tanah lapisan 30 m paling atas Penetapan kelas situs
harus melalui penyelidikan tanah di lapangan dan dilaboratorium yang
dilakukan oleh otoritas yang berwewenang atau ahli desain geoteknik
bersertifikat dengan minimal mengukur secara independen dua dari tiga
parameter tanah yang tercantum dalam Tabel 210 Dalam hal ini kelas situs
dengan kondisi yang lebih buruk harus diberlakukan Apabila tidak tersedia data
tanah yang spesifik pada situs sampai kedalaman 30 m maka sifat-sifat tanah
harus diestimasi oleh seorang ahli geoteknik yang memiliki sertifikatijin
keahlian yang menyiapkan laporan penyelidikan tanah berdasarkan kondisi
getekniknya Penetapan kelas situs SA dan kelas situs SB tidak diperkenankan
jika terdapat lebih dari 3 m lapisan tanah antara dasar telapak atau rakit fondasi
dan permukaan batuan dasar (SNI 17262012)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
24
Tabel 210 Klasifikasi situs
Kelas situs vs (mdetik) N atau N ch su (kPa)
SA (batuan keras) gt1500 NA NA SB (batuan) 750 sampai 1500 NA NA SC (tanah keras sangat padat dan batuan lunak)
350 sampai 750 gt50
2100
SD (tanah sedang) 175 sampai 350 15sampai 50 50 sampai100 lt 175 lt15 lt 50SE (tanah lunak) Atau setiap profil tanah yang mengandung lebih dari 3 m tanah dengan
karateristik sebagai berikut 1 Indeks plastisitas PI gt 20 2 Kadar air w 2 40 3 Kuat geser niralir su lt 25 kPa
SF (tanah khusus)
Setiap profil lapisan tanah yang memiliki salah satu atau lebih dari karakteristik berikut - Rawan dan berpotensi gagal atau runtuh akibat beban gempa seperti
mudah likuifaksi lempung sangat sensitif tanah tersementasi lemah - Lempung sangat organik danatau gambut (ketebalan H gt 3 m)
- Lempung berplastisitas sangat tinggi (ketebalan H gt 75 m dengan
Indeks Plasitisitas PI gt 75 ) Lapisan lempung lunaksetengah teguh dengan ketebalan H gt 35 m
dengan su lt 50 kPa
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
- Kecepatan rata-rata gelombang geser Vs
Dimana
di = tebal setiap lapisan antara kedalaman 0 sampai 30 meter
Vsi = kecepatan gelombang geser lapisan i dinyatakan dalam meter per
detik (mdetik)
- Tahanan penetrasi standar lapangan rata-rata N
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
25
Dimana
di = tebal setiap lapisan antara kedalaman 0 sampai 30 meter
Ni = tahanan penetrasi standar 60 persen energy ( N60 ) yang terukur
langsung di lapangan tanpa koreksi dengan nilai tidak lebih dari
305 pukulanm
- Kuat geser niralir rata-rata Su
Dimana
dc = jumlah ketebalan total dari lapisan - lapisan tanah kohesif di
dalam lapisan 30 meter paling atas
Sui = kuat geser niralir (kPa) dengan nilai tidak lebih dari 250 kPa
Untuk penentuan respons spektral percepatan gempa MCER di permukaan tanah
diperlukan suatu faktor amplifikasi seismik pada perioda 02 detik dan perioda 1
detik Faktor amplifikasi meliputi faktor amplifikasi getaran terkait percepatan pada
getaran perioda pendek (Fa) dan faktor amplifikasi terkait percepatan yang
mewakili getaran perioda 1 detik (Fv) Parameter spektrum respons percepatan pada
perioda pendek (SMS) dan perioda 1 detik (SM1) Yang disesuaikan dengan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
26
pengaruh klasifikasi situs (SNI 17262012) harus ditentukan dengan perumusan
berikut ini
SMS = Fa Ss
SM1 = Fv S1
Dimana
Ss = parameter respons spektral percepatan gempa MCER terpetakan untuk
perioda pendek
S1 = parameter respons spektral percepatan gempa MCER terpetakan untuk
perioda 10 detik
dan koefisien situs Fa dan Fv mengikuti Tabel 211 dan Tabel 212
Tabel 211 Koefisien situs Fa
Kelas situs
Parameter respons spektral percepatan gempa (MCER) terpetakan padaperioda pendek T=02 detik Ss
Ss s 025 Ss = 05 Ss = 075 Ss = 10 Ss 2 125 SA 08 08 08 08 08SB 10 10 10 10 10SC 12 12 11 10 10SD 16 14 12 11 10SE 25 17 12 09 09SF SSb
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
CATATAN
- Untuk nilai-nilai antara Ss dapat dilakukan interpolasi linier
- SS = Situs yang memerlukan investigasi geoteknik spesifik dan analisis respons situs spesifik
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
27
Tabel 212 Koefisien situs Fv
Kelas situs
Parameter respons spektral percepatan gempa MCER terpetakan padaperioda 1 detik S1
S1 s 01 S1 = 02 S1 = 03 S1 = 04 S1 2 05 SA 08 08 08 08 08SB 10 10 10 10 10SC 17 16 15 14 13SD 24 2 18 16 15SE 35 32 28 24 24SF SSb
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
CATATAN
- Untuk nilai-nilai antara Ss dapat dilakukan interpolasi linier
- SS = Situs yang memerlukan investigasi geoteknik spesifik dan analisis respons situs spesifik Struktur harus ditetapkan memiliki suatu kategori desain seismik Struktur dengan
kategori risiko I II atau III yang berlokasi di mana parameter respons spektral
percepatan terpetakan pada perioda 1 detik S1 lebih besar dari atau sama dengan
075 harus ditetapkan sebagai struktur dengan kategori desain seismik E Struktur
yang berkategori risiko IV yang berlokasi di mana parameter respons spektral
percepatan terpetakan pada perioda 1 detik S1 lebih besar dari atau sama dengan
075 harus ditetapkan sebagai struktur dengan kategori desain seismik F Semua
struktur lainnya harus ditetapkan kategori desain seismiknya berdasarkan kategori
risikonya dan parameter respons spektral percepatan desainnya SDS dan SD1
Masing-masing bangunan dan struktur harus ditetapkan ke dalam kategori desain
seismik yang lebih parah dengan mengacu pada Tabel 213 atau 214 terlepas dari
nilai perioda fundamental getaran struktur T (SNI 17262012)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
28
Tabel 213 Kategori desain seismik berdasarkan parameter respons percepatan pada perioda pendek
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
Tabel 214 Kategori desain seismik berdasarkan parameter respons
percepatan pada perioda 1 detik
Nilai S D1 Kategori risiko
I atau II atau III IV
SD1 lt 0167 A A
0067 lt SD1 lt 0133 B C
0133 lt SD1 lt 020 C D
020 lt SD1 D D (Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung
dan non gedung SNI 17262012)
Geser dasar seismik V dalam arah yang ditetapkan harus ditentukan sesuai
dengan persamaan berikut
V = Cs W
Keterangan
Cs = koefisien respons seismik
W = berat seismik efektif
Berat seismik efektif struktur W menurut SNI 17262012 harus menyertakan
seluruh beban mati dan beban lainnya yang terdaftar di bawah ini
Nilai SDS Kategori risiko
I atau II atau III IV
SDS lt 0167 A A
0167 lt SDS lt 033 B C
033 lt SDS lt 050 C D
050 lt SDS D D
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
29
1 Dalam daerah yang digunakan untuk penyimpanan minimum sebesar 25
persen beban hidup lantai (beban hidup lantai di garasi publik dan struktur
parkiran terbuka serta beban penyimpanan yang tidak melebihi 5 persen
dari berat seismik efektif pada suatu lantai tidak perlu disertakan)
2 Jika ketentuan untuk partisi disyaratkan dalam desain beban lantai diambil
sebagai yang terbesar di antara berat partisi aktual atau berat daerah lantai
minimum sebesar 048 kNm2
3 Berat operasional total dari peralatan yang permanen
4 Berat lansekap dan beban lainnya pada taman atap dan luasan sejenis
lainnya
Koefisien respons seismik Cs harus ditentukan sesuai dengan
Cs =
Dimana
SDS = parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang perioda
pendek
R = faktor modifikasi respons dalam Tabel 29
Ie = faktor keutamaan gempa yang ditentukan sesuai Tabel 28
Nilai Cs yang dihitung sesuai dengan Persamaan diatas tidak perlu melebihi Cs dari
persamaan di bawah
Cs =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
30
Cs yang di dapatkan harus tidak kurang dari
Cmin = 0044 SDS Ie gt 001
Sebagai tambahan untuk struktur yang berlokasi di daerah di mana 1 S sama
dengan atau lebih besar dari 06g maka Cs harus tidak kurang dari
Cs =
Dimana
SDS = parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang perioda
pendek
SD1 = parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang sebesar
10 detik
R = faktor modifikasi respons dalam Tabel 29
Ie = faktor keutamaan gempa yang ditentukan sesuai Tabel 28
T = perioda fundamental struktur (detik)
Perioda fundamental pendekatan Ta dalam detik harus ditentukan dari
Ta = Ct
Dimana
hn = ketinggian struktur dalam (m)
Ct = koefisien prioda struktur pendekatan yang ditentukan dalam tabel 213
x = koefisien ketinggian yang ditentukan dalam tabel 213
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
31
Tabel 215 Nilai parameter perioda pendekatan Ct dan x
Tipe struktur Ct x
Sistem rangka pemikul momen di mana rangka memikul 100 persen gaya gempa yang disyaratkan dan tidak dilingkupi atau dihubungkan dengan komponen yang lebih kaku dan akan mencegah rangka dari defleksi jika dikenai gaya gempa
Rangka baja pemikul momen 00724 a 08
Rangka beton pemikul momen 00466 a 09
Rangka baja dengan bresing eksentris 00731 a 075
Rangka baja dengan bresing terkekang terhadap tekuk 00731 a 075
Semua sistem struktur lainnya 00488 a 075
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
Sebagai alternatif menurut SNI 17262012 untuk menentukan perioda fundamental
pendekatan Ta dalam detik dari persamaan berikut untuk struktur dengan
ketinggian tidak melebihi 12 tingkat di mana sistem penahan gaya gempa terdiri
dari rangka penahan momen beton atau baja secara keseluruhan dan tinggi tingkat
paling sedikit 3 m
Ta = 01N
Dimana
N = jumlah tingkat (m)
Perioda fundamental struktur harus dibatasi dengan
Tmax = Cu Ta
Dimana
Ta = waktu getar struktur dalam (m)
Cu = koefisien batas prioda struktur yang ditentukan dalam tabel 214
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
32
Tabel 216 Koefisien untuk batas perioda struktur
Parameter percepatan respons spektral desain pada 1 detik S D1
Koefisien Cu
gt 04 14 03 14 02 15
015 16
lt 01 17 (Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur
gedung dan non gedung SNI 17262012)
212 Kombinasi Pembebanan
komponen-elemen struktur dan elemen-elemen fondasi menurut SNI
17262012 harus dirancang sedemikian hingga kuat rencananya sama atau melebihi
pengaruh beban-beban terfaktor dengan kombinasi-kombinasi sebagai berikut
1 14D
2 12D + 16L + 05(Lr atau R)
3 12D + 16(Lr atau R) + (L atau 05W)
4 12D + 10 W + L + 05(Lr atau R)
5 12D + 10 E + L
6 09D + 10 W
7 09D + 10 E
8
Pengaruh beban gempa E harus ditentukan sesuai dengan berikut ini
1 Untuk penggunaan dalam kombinasi beban 5 dalam
E = Eh + Ev
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
33
2 Untuk penggunaan dalam kombinasi beban 7
E = Eh - Ev
Keterangan
E = pengaruh beban gempa
Eh = pengaruh beban gempa horisontal
Ev = pengaruh beban gempa vertikal
Pengaruh beban gempa horisontal Eh harus ditentukan sesuai dengan Persamaan
sebagai berikut
E h = ρQh
Keterangan
Q = pengaruh gaya gempa horisontal dari V atau F p
ρ = faktor redundansi
Untuk struktur yang dirancang untuk kategori desain seismik D E atau Fm
SNI 17262012 mengatur ρ harus sama dengan 13 kecuali jika satu dari dua
kondisi berikut dipenuhi di mana p diijinkan diambil sebesar 10
a Masing-masing tingkat yang menahan lebih dari 35 persen geser dasar dalam
arah yang ditinjau harus sesuai dengan Tabel 212
b Struktur dengan denah beraturan di semua tingkat dengan sistem penahan gaya
gempa terdiri dari paling sedikit dua bentang perimeter penahan gaya gempa
yang merangka pada masing-masing sisi struktur dalam masing-masing arah
ortogonal di setiap tingkat yang menahan lebih dari 35 persen geser dasar
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
34
Jumlah bentang untuk dinding geser harus dihitung sebagai panjang dinding
geser dibagi dengan tinggi tingkat atau dua kali panjang dinding geser dibagi
dengan tinggi tingkat hsx untuk konstruksi rangka ringan
Tabel 217 Persyaratan untuk masing-masing tingkat yang menahan lebih
dari 35 persen gaya geser dasar
Elemen penahan gaya lateral
Persyaratan
Rangka dengan bresing
Pelepasan bresing individu atau sambungan yang terhubung tidak akan mengakibatkan reduksi kuat tingkat sebesar lebih dari 33 persen atau sistem yang dihasilkan tidak mempunyai ketidakteraturan torsi yang berlebihan (ketidakteraturan struktur horisontal Tipe 1b)
Rangka pemikul momen
Kehilangan tahanan momen di sambungan balok ke kolom di kedua ujung balok tunggal tidak akan mengakibatkan lebih dari reduksi kuat tingkat sebesar33 persen atau sistem yang dihasilkan tidak mempunyai ketidakteraturantorsi yang berlebihan (ketidakteraturan struktur horisontal Tipe 1b)
Dinding geser atau pilar dinding dengan rasio tinggi terhadap panjang lebih besar dari 10
Pelepasan dinding geser atau pier dinding dengan rasio tinggi terhadap panjang lebih besar dari 10 di semua tingkat atau sambungan kolektor yang terhubung tidak akan mengakibatkan lebih dari reduksi kuat tingkat sebesar 33 persen atau sistem yang dihasilkan mempunyai ketidakteraturan torsi yang berlebihan (ketidakteraturan struktur horisontal Tipe 1b)
Kolom kantilever Kehilangan tahanan momen di sambungan dasar semua kolom kantilever tunggal tidak akan mengakibatkan lebih dari reduksi kuat tingkat sebesar 33 persen atau sistem yang dihasilkan mempunyai ketidakteraturan torsi yang berlebihan (ketidakteraturan struktur horisontal Tipe 1b)
Lainnya Tidak ada persyaratan
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
22 Kinerja Struktur Gedung
221 Kinerja Batas Layan
Kinerja batas layan struktur gedung ditentukan oleh simpangan antar tingkat
akibat pengaruh gempa rencana yaitu untuk membatasi terjadinya pelelehan baja
dan peretakan beton yang berlebihan di samping untuk mencegah kerusakan
nonstruktur dan ketidaknyamanan penghuni Simpangan antar-tingkat ini harus
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
35
dihitung dari simpangan struktur gedung tersebut akibat pengaruh gempa nominal
yang telah dibagi Faktor Skala
Faktor Skala =
gt 1
Dimana
V1 = Gaya geser dasar nominal sebagai respons dinamik ragam yang
pertama saja
Vt = Gaya geser dasar nominal yang didapat dari hasil analisis ragam
spektrum respons yang telah dilakukan
Gaya geser dasar nominal yang didapat dari hasil spektrum respons Analisis harus
dilakukan untuk menentukan ragam getar alami untuk struktur Analisis harus
menyertakan jumlah ragam yang cukup untuk mendapatkan partisipasi massa
ragam terkombinasi sebesar paling sedikit 90 persen dari massa aktual dalam
masing-masing arah horisontal ortogonal dari respons yang ditinjau oleh model
Parameter respons ragam untuk masing-masing parameter desain terkait gaya yang
ditinjau termasuk simpangan antar lantai tingkat gaya dukung dan gaya elemen
struktur individu untuk masing-masing ragam respons harus dihitung menggunakan
properti masing-masing ragam dan spectrum respons dibagi dengan kuantitas (R
Ie) Parameter respons terkombinasi untuk perpindahan dan kuantitas simpangan
antar lantai harus dikalikan dengan kuantitas (CdIe) Nilai untuk masing-masing
parameter yang ditinjau yang dihitung untuk berbagai ragam harus
dikombinasikan menggunakan metoda akar kuadrat jumlah kuadrat (SRSS) atau
metoda kombinasi kuadrat lengkap (CQC) sesuai dengan SNI 17262012 Metoda
CQC harus digunakan untuk masing-masing nilai ragam di mana ragam berjarak
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
36
dekat mempunyai korelasi silang yang signifikan di antara respons translasi dan
torsi
Kinerja batas ultimit struktur gedung ditentukan oleh simpangan antar-tingkat
maksimum struktur gedung akibat pengaruh gempa rencana dalam kondisi struktur
gedung di ambang keruntuhan yaitu untuk membatasi kemungkinan terjadinya
keruntuhan struktur gedung yang dapat menimbulkan korban jiwa manusia dan
untuk mencegah benturan berbahaya antar-gedung atau antar bagian struktur
gedung yang dipisah dengan sela pemisah (sela delatasi) simpangan antar-tingkat
ini harus dihitung dari simpangan struktur gedung akibat pembebanan gempa
nominal (SNI 17262002) Penentuan simpangan antar lantai tingkat desain ( ∆ )
harus dihitung sebagai perbedaan defleksi pada pusat massa di tingkat teratas dan
terbawah yang ditinjau Lihat Gambar 24 Apabila pusat massa tidak terletak
segaris dalam arah vertikal diijinkan untuk menghitung defleksi di dasar tingkat
berdasarkan proyeksi vertikal dari pusat massa tingkat di atasnya (SNI 17262012)
Gambar 24 Penentuan simpangan antar lantai
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
37
Defleksi pusat massa di tingkatx (δx) (mm) harus ditentukan sesuai dengan
persamaan berikut
δx =
Dimana
Cd = faktor amplifikasi defleksi dalam Tabel 29
δxe = defleksi pada lokasi yang disyaratkan pada pasal ini yang ditentukan
dengan analisis elastis
Ie = faktor keutamaan gempa yang ditentukan sesuai dengan tabel 28
Simpangan antar lantai tingkat desain ∆ tidak boleh melebihi simpangan antar
lantai tingkat ijin ∆a seperti didapatkan dari Tabel 213 untuk semua tingkat
Tabel 218 Simpangan antar lantai ijin
Struktur
Kategori risiko
I atau II III IV
Struktur selain dari struktur dinding geser batu bata 4 tingkat atau kurang dengan dinding interior partisi langit-langit dan sistem dinding eksterior yang telah didesain untuk mengakomodasi simpangan antar lantai tingkat
0025h c
sx 0020 hsx 0015 hsx
Struktur dinding geser kantilever batu batad 0010 hsx 0010 hsx 0010 hsx
Struktur dinding geser batu bata lainnya 0007 hsx 0007 hsx 0007 hsx
Semua struktur lainnya 0020 hsx 0015 hsx 0010 hsx
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
Dua bagian struktur gedung yang tidak direncanakan untuk bekerja sama sebagai
satu kesatuan dalam mengatasi pengaruh Gempa Rencana harus dipisahkan yang
satu terhadap yang lainnya dengan suatu sela pemisah (sela delatasi) yang lebarnya
paling sedikit harus sama dengan jumlah simpangan masing-masing bagian struktur
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
38
gedung pada taraf itu Dalam segala hal lebar sela pemisah tidak boleh ditetapkan
kurang dari 75 mm (SNI 17262012)
222 Kinerja Batas kekuatan
2221 Perencanaan Pelat Floor Deck
Floor deck pada pelat menggantikan fungsi tulangan Tarik pada daerah
lapangan Analisis pelat floor deck meggunakan metode pelat satu arah Bila pelat
mengalami rotasi bebas pada tumpuan pelat dan tumpuan sangat kaku terhadap
momen puntir maka pelat itu dikatakan jepit penuh Bila balok tepi tidak cukup
kuat untuk mencegah rotasi maka dikatakan terjepit sebagian Tebal minimum
yang ditentukan dalam Tabel 214 berlaku untuk konstruksi satu arah yang tidak
menumpu atau tidak disatukan dengan partisi atau konstruksi lain yang mungkin
akan rusak akibat lendutan yang besar kecuali bila erhitungan lendutan
menunjukkan bahwa ketebalan yang lebih kecil dapat digunakan tanpa
menimbulkan pengaruh yang merugikan
Tabel 219 Tebal Minimum Balok Non-Prategang Atau Pelat Satu Arah Bila
Lendutan Tidak Dihitung Tebal minimum h
Komponen struktur Tertumpu Satu ujung Kedua ujung Kantilever
Komponen struktur tidak menumpu atau tidak dihubungkan dengan partisi ataukonstruksi lainnya yang mungkin rusak oleh lendutan yang besar
Pelat masif satu-arah 20
24
28
10
Balok atau pelat rusuk satu-arah 16
185
21
8
(Sumber Tata cara perhitungan struktur beton untuk bangunan gedung SNI 28472002)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
39
CATATAN Panjang bentang dalam mm Nilai yang diberikan harus digunakan langsung untuk komponen struktur dengan beton normal dan tulangan tulangan Mutu 420 MPa Untuk kondisi lain nilai di atas harus dimodifikasikan sebagai berikut a Untuk struktur beton ringan dengan berat jenis (equilibrium density) w di antara 1440 sampai
1840 kgm3 nilai tadi harus dikalikan dengan (165 ndash 00003wc) tetapi tidak kurang dari 109
b Untuk fy selain 420 MPa nilainya harus dikalikan dengan (04 + fy700)
a Disain pada Momen Positif
Disain pada momen positif gaya Tarik disumbangkan oleh metal deck dan
gaya tekan disumbangkan oleh beton Dalam hal ini penampang beton
berbentuk persegi panjang
Gambar 25 Diagram tegangan momen positif floor deck
Penulangan lentur dihitung analisa tulangan tunggal dengan langkah-langkah
sebagai berikut
Mn =
Dimana ϕ= 08
Rn =
m =
ρ = 1 ndash 1 ndash
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
40
As PERLU = ρ b d
rasio tulangan minimum menggunakan syarat tulangan susut dan tulangan
suhu sebagai acuan dan di tabelkan sebagai berikut
Tabel 220 Rasio Tulangan Minimum Pada Pelat
Jenis Pelat ρmin
Pelat yang menggunakan batang tulangan ulir mutu 300 00020
Pelat yang menggunakan batang tulangan ulir atau jaring kawat las 00018
Pelat yang menggunakan tulangan dengan tegangan leleh melebihi 00018 x 400 fy
(Sumber Tata cara perhitungan struktur beton untuk bangunan gedung SNI 28472002)
Persyaratan lain yang harus dipenuhi dalam mendisain pelat satu arah adalah
jarak tulangan maximum Pasal 12 SNI 03-2847-2002 butir 64 jarak tulangan
adalah
S = ndash 25 Cc
Dimana
fs = 60 fy
Cc = Selimut Beton
b Disain pada Momen Negatif
Disain pada momen positif gaya Tarik disumbangkan oleh wiremesh dan gaya
tekan disumbangkan oleh beton Dalam hal ini penampang beton berbentuk
sebagai berikut
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
41
Gambar 26 Diagram tegangan momen negatif floor deck
2222 Perencanaan Pelat Chekered
Pelat metal didisain menggunakan metode pelat satu arah syarat batas yang
harus di penuhi pelat metal adalah
ϕMn gt Mu
dimana
ϕMn = momen nominal = Zx fy
Mu = momen ultimate
2223 Perencanaan Batang Tekan
Kekuatan tekan disain harus nilai terendah yang diperoleh berdasarkan
keadaan batas dari tekuk lentur tekuk torsi dan tekuk torsi lentur Profil dengan
dominan keruntuhan tekuk lentur kekuatan nominal nya adalah
ϕPn = 09 fcr A
tegangan kritis fcr ditentukan sebagai berikut
a Bila lt 471 ( atau lt 225 )
fcr =0658 fy
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
42
b Bila gt 471 ( atau gt 225 )
fcr =0877 fe
fe =
Dimana
K = faktor panjang efektir
L = panjang profil
r = jari jari inersia
fcr = tegangan kritis
fe = tegangan euler
λ = kelangsingan =
2224 Perencanaan Batang Lentur
Pembebanan balok disesuaikan dengan peraturan pembebanan Indonesia
untuk gedung (PPIUG) 1983 sedangkan pemakaian profil dihitung sesuai dengan
SNI 03-1729-2015
Tabel 221 Nilai kekuatan lentur berdasarkan SNI 1729 2015
PROFIL q Lr Lp MP Mr Vn
kgm m m KN m KN m KN
WF 150 x 75 x 5 x 7 1400 316 084 2354 1509 10800
WF 150 x 100 x 6 x 9 2110 530 120 3609 2346 12787
WF 200 x 100 x 45 x 7 1820 346 112 4089 2720 12830
WF 200 x 100 x 55 x 8 2130 378 112 4802 3128 15840
WF 200 x 150 x 6 x 9 3060 637 182 7108 4688 16762
WF 250 x 125 x 5 x 8 2570 420 141 7327 4845 17856
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
43
Tabel 221 Nilai kekuatan lentur berdasarkan SNI 1729 2015 (lanjutan)
PROFIL q Lr Lp MP Mr Vn
kgm m m KN m KN m KN
WF 250 x 125 x 6 x 9 2960 446 141 8443 5508 21600
WF 300 x 150 x 55 x 8 3200 475 167 10920 7208 23602
WF 300 x 150 x 65 x 9 3670 497 167 12528 8177 28080
WF 350 x 175 x 6 x 9 4140 553 197 16538 10897 29894
WF 350 x 175 x 7 x 11 4960 593 200 20179 13175 35280
WF 400 x 200 x 7 x 11 5660 646 227 26100 17170 39917
WF 400 x 200 x 8 x 13 6600 684 230 30861 20230 46080
WF 450 x 200 x 9 x 14 7600 667 223 38913 25330 58320
WF 500 x 200 x 10 x 16 8960 669 219 50311 32470 72000
WF 600 x 200 x 11 x 17 10600 628 209 68714 44030 95040
HB 100 x 100 x 6 x 8 1720 724 125 2018 1300 8640
HB 125 x 125 x 65 x 9 2380 806 158 3578 2312 11700
HB 150 x 150 x 7 x 10 3150 895 190 5748 3723 15120
HB 175 x 175 x 75 x 11 4020 981 222 8628 5610 18900
HB 200 x 200 x 8 x 12 4990 1072 255 12314 8024 23040
HB 250 x 250 x 9 x 14 7240 1255 319 22483 14739 32400
HB 300 x 300 x 10 x 15 9400 1376 381 35152 23120 43200
HBC 350 x 350 x 12 x 19 13700 1718 449 59834 39100 60480
HBC 400 x 400 x 13 x 21 17200 1903 513 86402 56610 74880
WFC 600 x 300 x 12 x 20 15100 1045 348 103413 68340 101606
WFC 700 x 300 x 13 x 24 18500 1041 344 149968 97920 131040
WFC 800 x 300 x 14 x 26 21000 1010 336 191889 123930 161280
WFC 900 x 300 x 16 x 28 24300 984 324 244178 155380 207360
- Profil I dan Kanal
a Kontrol Momen
ϕMn = 09 Mn
- Apabila L lt Lp
Mn = Mp = Zx fy
- Apabila Lp lt L lt Lr
Mn = Cb Mp ndash ( Mp- Mr)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
44
Apabila L gt Lr
Mn = Mcr = radic 1
=
lt 23
=
= 4 2
=
1 1
= 176
Untuk profil I konstanta torsi dan konstanta warping adalah
J = [ 2b + h ]
Cw =
Untuk profil kanal konstanta torsi dan konstanta warping adalah
J = [ 2b + h ]
Cw = [
]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
45
Gambar 27 Kuat Momen Lentur Nominal Akibat Tekuk Torsi Lateral
b Kontrol Geser
Untuk profil I
= 060 fyw Aw lt Vu
Persamaan diatas dapat dipenuhi bila syarat kelangsingan untuk tebal pelat web
sebagai berikut
lt
c Kontrol Lendutan
Batas-batas lendutan untuk keadaan kemampuan-layan batas harus sesuai
dengan struktur fungsi penggunaan sifat pembebanan serta elemen-elemen
yang didukung oleh struktur tersebut Batas lendutan maksimum diberikan
dalam Tabel dibawah
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
46
Tabel 222 Batas Lendutan Maksimum
Komponen struktur dengan beban tidak Beban tetap Beban
Balok pemikul dinding atau finishing yang getas L360 - Balok biasa L240 - Kolom dengan analisis orde pertama saja h500 h200 Kolom dengan analisis orde kedua h300 h200
(Sumber Tata cara perencanaan struktur baja untuk bangunan gedung SNI 17292002)
- Profil Siku
a Kontrol Momen
ϕMn = 09 Mn
- Momen Leleh
Mn = 15 My
Dimana
My = momen leleh di sumbu lentur
- Momen dengan tekuk torsi lateral
1 Bila Me lt My
Mn = [ 092 -
] Me
2 Bila Me gt My
Mn = [ 192 ndash 117 ] Me lt 15 My
Lentur di sumbu utama major dari baja siku kaki sama
Me =
Dimana
Lb = Panjang profil tak terkekang
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
47
b = lebar siku
E = elastisitas profil siku
t = tebal profil siku
Me = momen tekuk lateral-torsi elastis
b kontrol geser
ϕVn = 09 06 Aw fy cv
Dimana Vn = kekuatan geser penampang Aw = luas badan = b x t fy = tegangan leleh profil siku Nilai cv dari persamaan diatas ditentukan dengan
- Bila
lt 11
cv = 1
- Bila
11
lt lt 137
cv = 11
x
- Bila
gt 137
cv =
x
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
48
2225 Perencanaan Balok Kolom
Komponen struktur yang mengalami momen lentur dan gaya aksial harus
direncanakan memenuhi ketentuan sebagai berikut
Untuk
gt 02
+ (
+
) lt 1
Untuk
lt 02
+ (
+
) lt 1
Dimana
Pu = Gaya aksial (tarik atau tekan) terfaktor N
Pn = Kuat nominal penampang N
ϕ = Faktor reduksi kekuatan
= 09 untuk aksial tarik
= 09 untuk aksial tekan
Mux = Momen lentur terfaktor terhadap sumbu-x
Muy = Momen lentur terfaktor terhadap sumbu-y
Mnx = Kuat nominal lentur penampang terhadap sumbu-x
Mny = Kuat nominal lentur penampang terhadap sumbu-y
ϕb = Faktor reduksi kekuatan lentur = 09
2226 Perencanaan Balok Komposit
Menurut SNI 17292015 lebar efektif balok komposit adalah
- seperdelapan dari bentang balok pusat-ke-pusat tumpuan
- setengah jarak ke sumbu dari balok yang berdekatan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
49
- jarak ke tepi dari pelat
Kekuatan Lentur Positif balok komposit bisa di disain secara plastis jika memenuhi
lt 376 Jika gt 376 maka momen harus di tentukan dengan
superposisi tegangan elastis (SNI 17292015) Nilai ultimate dari momen lentur
dapat di tinjau dari 2 kondisi yaitu
1 Sumbu netral jatuh pada pelat beton
Besar nya gaya tekan pada kondisi ultimate adalah
C = 085 a be
Gaya tarik pada profil baja adalah
T = As fy
Gaya tarik floor deck adalah
T = Afd fu
Jika ẏ gt (tf - hfd) keseimbangan gaya C = T maka diperoleh
a =
Lengan kopel terhadap gaya tekan
d1 = ts ndash ċ -
d2 = + ts -
Kuat momen lentur nominal positif balok komposit adalah
ϕMn = 09 [ As fy ( d2 ) + Afd fu ( d1 ) ]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
50
Gambar 28 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan ẏ lt (ts - hfd)
Gambar 29 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan ẏ gt (ts - hfd)
Jika ẏ lt (tf - hfd) gaya tarik floor deck adalah
T = Aefd fu
keseimbangan gaya C = T maka diperoleh
a =
Lengan kopel terhadap gaya tekan
d1 = ts ndash ċ -
d2 = + ts -
Kuat momen lentur nominal positif balok komposit adalah
ϕMn = 09 [ As fy ( d2 ) + Aefd fu ( d1 ) ]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
51
2 Sumbu netral jatuh pada baja profil
Besar nya gaya tekan pada kondisi ultimate adalah
Cc = 085 a be
Gaya tarik pada profil baja adalah
T = As fy
Keseimbangan gaya diperoleh
Trsquo = Cc + Cs
Besarnya Trsquo sekarang lebih kecil daripada Asfy yaitu
Trsquo = As fy - Cs
Sehingga gaya tekan profil baja
Cc + Cs = As fy - Cs
2Cs = Cc + As fy
Cs =
Jika ẏ lt (ts + tf) Pusat tarik profil
ӯ = ẏ ẏ
ẏ
lengan kopel terhadap pusat tarik
d1 = d ndash ӯ - (ẏ - ts)
d2 = d ndash ӯ + pusat tekan beton
kapasitas lentur positif nominal
ϕMn = 09 [ Cc ( d2 ) + Cs ( d1 ) ]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
52
Gambar 210 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan ẏ lt (ts + tf)
Jika (ts+ d) gt ẏ gt (ts + tf) Pusat tarik profil adalah
ӯ
ndash ẏ ẏ
ẏ
Lengan kopel terhadap gaya tarik
d1 = d ndash ӯ - tf
d2 = d ndash ӯ ndash tf - (ẏ - tf)
d3 = d ndash ӯ + pusat tekan beton
kapasitas lentur positif nominal
ϕMn = 09 [ Cc ( d3 ) + Csf ( d2 ) + Csw ( d1 ) ]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
53
Gambar 211 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan ẏ gt (ts + tf)
Dimana
As = Luas baja profil mm2
Afd = Luas floor deck mm2
Aefd = Luas efektif floor deck mm2
a Tinggidariluasantekanbetonmm
bE Lebarefektifbeton
C = Gaya tekan KN
Ċ = Titik berat floor deck mm
d = Tinggi baja profil mm
= Tegangan leleh baja profil
= Tegangan ultimate floor deck
hfd = Tinggi floor deck
ts = Tebal pelat lantai mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
54
Kapasitas momen lentur negative menurut SNI 17292015 dapat di tentukan dari
kapasitas momen nominal dari profil baja itu sendiri sebagai alternatif dapat
ditentukan kapasitas momen negatif dari distribusi plastis penampang komposit
untuk keadaan leleh asalkan menenuhi
- Balok baja adalah penampang kompak dan dibreising secara cukup
- Steel headed stud atau angkur kanal baja yang menyambungkan pelat ke
balok baja pada daerah momen negatif
- Tulangan pelat yang paralel pada balok baja di lebar efektif pelat
diperhitungkan dengan tepat
Nilai ultimate dari momen lentur negatif komposit adalah
Gaya tarik tulangan
Tsr = Asr fyr
Gaya tarik floor deck
Tfd = Afd fu
Gaya tarik total
T = Tsr + Tfd
Gaya tekan maximum profil baja
Cmax = As fy
Jika Cmax gt T maka titik berat berada pada profil baja
T + Ts = Cmax ndash Ts
2Ts = Cmax ndash T
Ts = (Cmax ndash T)
Jika sumbu netral jatuh di sayap maka
b t fy = Ts
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
55
Gambar 212 Diagram tegangan balok komposit momen negatif dengan ts gt ẏ gt (ts + tf)
tc =
Pusat gaya tekan
ӯ = ẏ ẏ
ẏ
Lengan kopel terhadap gaya tekan
d1 = d ndash ӯ ndash tc
d2 = d ndash ӯ + Ċ
d3 = d ndash ӯ + ts ndash selimut pelat - empty
Momen nominal
ϕMn = 09 [Mn1 + Mn2 + Mn3]
= Tsr d3 + Tfd d2 + t fy d1
Jika sumbu netral jatuh di web maka
h tw fy = Ts - Tf
hrsquo =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
56
Gambar 213 Diagram tegangan balok komposit momen negatif dengan ẏ gt (ts + tf)
Pusat gaya tekan
ӯ ndash
Lengan kopel terhadap gaya tekan
d1 = d ndash ӯ ndash tf - hrsquo
d2 = d ndash ӯ ndash tf
d3 = d ndash ӯ + Ċ
d4 = d ndash ӯ + ts ndash selimut pelat - empty
Momen nominal
ϕMn = 09 [Mn1 + Mn2 + Mn3 + Mn4]
= Tsr d4 + Tfd d3 + tf fy d2 + hrsquo tw fy d1
Kekuatan geser yang tersedia dari balok komposit dengan steel headed stud atau
angkur kanal baja harus ditentukan berdasarkan properti dari penampang baja
sendiri Kekuatan geser nominal satu angkur steel headed stud yang ditanam pada
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
57
suatu pelat beton solid atau pada suatu pelat komposit dengan dek harus ditentukan
sebagai berikut
Qn = 05 Asc lt Rg Rp Asc fu
Dimana
Asc = Luas penampang shear conector
fcrsquo = Kuat tekan beton
Ec = Modulus elastisitas beton
fu = kuat putus shear conektor
Rg = 10 untuk
a Satu angkur steel headed stud yang di las pada suatu rusuk
dek baja dengan dek yang diorientasikan tegak lurus terhadap
profil baja
b Sejumlah dari angkur steel headed stud di suatu lajurbaris
secara langsung terhadap profil baja
c Sejumlah dari angkur steel headed stud yang di las pada
suatu lajur sampai dek baja dengan dek diorientasikan paralel
terhadap profil baja dan rasio dari lebar rusuk rata-rata
terhadap kedalaman rusuk ge 15
085 untuk
a Dua angkur steel headed stud yang dilas pada suatu rusuk
dek baja dengan dek diorientasikan tegak lurus terhadap
profil baja
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
58
b Satu angkur steel headed stud yang di las melewati dek baja
dengan dek diorientasikan paralel terhadap profil baja dan
rasio dari lebar rusuk rata-rata terhadap kedalaman rusuk lt
15
07 untuk tiga atau lebih angkur steel headed stud yang dilas pada
suatu rusuk dek baja dengan dek yang diorientasikan tegak lurus
terhadap profil baja
Rp = 075 untuk
a Angkur steel headed stud yang dilas secara langsung pada
profil baja
b Angkur steel headed stud yang dilas pada suatu pelat komposit
dengan dek yang diorientasikan tegak lurus terhadap balok dan
emid-ht ge 2 in (50 mm) Angkur steel headed stud yang dilas
melewati dek baja atau lembaran baja yang digunakan sebagai
material pengisi gelagar dan ditanam pada suatu pelat
komposit dengan dek diorientasikan paralel terhadap balok
tersebut
06 untuk angkur steel headed stud yang di las pada suatu pelat
komposit dengan dek diorientasikan tegak lurus terhadap balok
dan emid-ht lt 2 in (50 mm)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
59
emid-ht = jarak dari tepi kaki angkur steel headed stud terhadap
badan dek baja diukur di tengahtinggi dari rusuk dek
dan pada arah tumpuan beban dari angkur steel headed
stud (dengan kata lain pada arah dari momen maksimum
untuk suatu balok yang ditumpu sederhana)
Tabel 223 Nilai untuk Rg dan Rp untuk setiap kasus Kapasitas untuk angkur steel headed stud
Kondisi Rg Rp
Tanpa dek 10 10 Dek diorientasi paralel terhadap profil baja
gt 15 lt 15
10
085
075
075
Dek diorientaskan tegak lurus terhadap profil
10
06
baja Jumlah dari angkur steel headed stud yangmemiliki rusuk dek yang sama
1 2 085 06
+3 atau lebih 07 06+
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015) Catatan Wr = lebar rata-rata dari rusuk atau voute beton hr = tinggi rusuk nominal untuk suatu angkur steel headed stud tunggal nilai ini dapat ditingkatkan sampai 075 bila emid-ht gt 51 mm
2227 Perencanaan Sambungan Las
Luas efektif dari suatu las sudut adalah panjang efektif dikalikan dengan throat
efektif Throat efektif dari suatu las sudut merupakan jarak terpendek (garis tinggi)
dari perpotongan kaki las ke muka las diagrammatik Suatu penambahan dalam
throat efektif diizinkan jika penetrasi konsisten di luar jarak terpendek (garis tinggi)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
60
dari perpotongan kaki las ke muka las diagrammatik yang dibuktikan melalui
pengujian dengan menggunakan proses produksi dan variabel prosedur Untuk las
sudut dalam lubang dan slot panjang efektif harus panjang dari sumbu las
sepanjang pusat bidang yang melalui throat Pada kasus las sudut yang
beroverlap luas efektif tidak boleh melebihi luas penampang nominal dari lubang
atau slot dalam bidang permukaan lekatan (SNI 17292015)
Sumber httpwwwtwi-globalcomtechnical-knowledgejob-knowledgedesign-part-2-091
Gambar 214 Tebal efektif las sudut Ukuran minimum las sudut menurut SNI 17292015 harus tidak kurang dari ukuran
yang diperlukan untuk menyalurkan gaya yang dihitung atau ukuran seperti yang
tertera dalam Tabel 223 Ukuran maksimum dari las sudut dari bagian-bagian yang
tersambung harus
a Sepanjang tepi material dengan ketebalan kurang dari frac14 in (6 mm) tidak
lebih besar dari ketebalan material
b Sepanjang tepi material dengan ketebalan frac14 in (6 mm) atau lebih tidak
lebih besar dari ketebalan material dikurangi 116 in (2 mm) kecuali las
yang secara khusus diperlihatkan pada gambar pelaksanaan untuk
memperoleh ketebalan throat-penuh Untuk kondisi las yang sudah jadi
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
61
jarak antara tepi logam dasar dan ujung kaki las boleh kurang dari 116 in
(2 mm) bila ukuran las secara jelas dapat diverifikasi
Tabel 224 Tebal minimum las sudut
Ketebalan Material dari Bagian Paling Tipis yang Tersambung in (mm)
Ukuran Minimum Las Sudut[a] in (mm)
Sampai dengan frac14 (6) 18 (3) Lebih besar dari frac14 (6) sampai dengan frac12 (13) 316 (5)
Lebih besar dari frac12 (13) sampai dengan frac34 (19) frac14 (6) Lebih besar dari frac34 (19) 516 (8)
[a] Dimensi kaki las sudut Las pas tunggal harus digunakan Catatan Lihat Pasal J22b untuk ukuran maksimum las sudut
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015)
Panjang minimum dari las sudut yang dirancang berdasarkan kekuatan tidak boleh
kurang dari empat kali ukuran las nominal atau ukuran lain dari las harus
diperhitungkan tidak melebihi frac14 dari panjangnya Jika las sudut longitudinal saja
digunakan pada sambungan ujung dari komponen struktur tarik tulangan-rata
panjang dari setiap las sudut tidak boleh kurang dari jarak tegak lurus antaranya
Gambar 215 Panjang las longitudinal
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
62
Kekuatan desain ϕRn yang dilas harus merupakan nilai terendah dari kekuatan
material dasar yang ditentukan menurut keadaan batas dari keruntuhan tarik dan
keruntuhan geser dan kekuatan logam las yang ditentukan menurut keadaan batas
dari keruntuhan berikut ini
Untuk logam dasar
ϕRn = 075 fn BM ABM
Untuk logam las
ϕRn = 075 fne AWE
Dimana
fn BM = tegangan nominal dari logam dasar ksi (MPa)
fne = tegangan nominal dari logam las ksi (MPa)
ABM = luas penampang logam dasar in2 (mm2)
AWE = luas efektif las in2 (mm2)
kelompok las linear dengan suatu ukuran kaki yang seragam dibebani
melalui titik berat
ϕRn = 075 fne AWE
dan
fne = 060 fEXX ( 1 + 05sin15 θ )
dimana
fEXX = kekuatan klasifikasi logam pengisi ksi (MPa)
θ = sudut pembebanan yang diukur dari sumbu longitudinal las derajat
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
63
Kekuatan sambungan las pada sambungan pemikul momen adalah
ϕMn = sum ϕPlas d
Dimana
ϕMn = Kekuatan nominal sambungan las terhadap momen
ϕPlas = Gaya las terkoreksi
d = Lengan kopel terhadap garis netral
Gambar 216 Momen plastis siklik pada sambungan pemikul momen
2228 Perencanaan Sambungan Baut
Semua baut kekuatan-tinggi yang disyaratkan pada gambar desain yang digunakan
dalam pra-tarik atau joint kritis-slip harus dikencangkan dengan suatu ketegangan
baut tidak kurang dari yang diberikan dalam Tabel 224 kuat tarik nominal dan
kuat geser nominal pada sambungan tipe tumpu diberikan dalam tabel 225 dan
ukuran lubang maksimum untuk baut diberikan dalam Tabel 226 Jarak antara
pusat-pusat standar ukuran-berlebih atau lubang-lubang slot tidak boleh kurang
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
64
dari 2 23 kali diameter nominal d dari pengencang suatu jarak 3d yang lebih
disukai Jarak dari pusat lubang standar ke suatu tepi dari suatu bagian yang
disambung pada setiap arah tidak boleh kurang dari nilai yang berlaku dari Tabel
227 Jarak maksimum dari pusat setiap baut ke tepi terdekat dari bagian-bagian
dalam kontak harus 12 kali ketebalan dari bagian yang disambung akibat
perhitungan tetapi tidak boleh melebihi 6 in (150 mm) (SNI 17292015) Spasi
longitudinal pengencang antara elemen-elemen yang terdiri dari suatu pelat dan
suatu profil atau dua pelat pada kontak menerus harus sebagai berkut
1 Untuk komponen struktur dicat atau komponen struktur tidak dicat yang
tidak menahan korosi spasi tersebut tidak boleh melebihi 24 kali ketebalan
dari bagian tertipis atau 12 in (305 mm)
2 Untuk komponen struktur tidak dicat dari baja yang berhubungan dengan
cuaca yang menahan korosi atmospheric spasi tidak boleh melebihi 14 kali
ketebalan dari bagian tertipis atau 7 in (180 mm)
Catatan Dimensi pada (a) dan (b) tidak berlaku untuk elemen-elemen yang terdiri
dari dua profil dalam kontak menerus
Tabel 225 Pratarik baut minimum kN
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015)
Ukuran Baut mm Baut A325M Baut A490MM16 91 114 M20 142 179 M22 176 221 M24 205 257 M27 267 334 M30 326 408 M36 475 595
Sama dengan 070 dikalikan kekuatan tarik minimum baut dibulatkan mendekati kN seperti disyaratkan dalam spesifikasi untuk baut ASTM A325M dan A490M dengan ulir UNC
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
65
Kekuatan tarik atau geser desain dari suatu baut snug-tightened atau baut kekuatan-
tinggi pra-tarik atau bagian berulir harus ditentukan sesuai dengan keadaan batas
dari keruntuhan tarik dan keruntuhan geser sebagai berikut
ϕRn = 075 fn AB
Dimana
AB = Luas penampang baut
fn = kuat nominal baut terhadap tarik (fnt) atau geser (fnv) (tabel 225)
Kekuatan tarik yang tersedia dari baut yang menahan kombinasi gaya tarik dan
geser harus ditentukan sesuai dengan keadaan batas dari keruntuhan geser sebagai
berikut
ϕRn = 075 fnrsquo AB
dan
fnrsquo = 13 fnt -
frv lt fnt
dimana
fnrsquo = tegangan tarik nominal yang dimodifikasi mencakup efek tegangan
geser ksi (MPa)
fnt = tegangan tarik nominal dari Tabel 225 ksi (MPa)
fnv = tegangan geser dari Tabel 225 ksi (MPa)
frv = tegangan geser yang diperlukan ksi (MPa)
Tegangan geser yang tersedia dari sarana penyambung sama dengan atau melebihi
tegangan geser yang diperlukanfrv
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
66
Catatan Catatan bahwa bila tegangan yang diperlukan f baik geser atau tarik
yang kurang dari atau sama dengan 30 persen dari tegangan yang tersedia yang
sesuai efek kombinasi tegangan tidak perlu diperiksa
Tabel 226 Kekuatan nominal pengencang dan bagian yang berulir ksi (MPa)
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015) Tabel 227 Dimensi Lubang Nominal mm
Diameter
Baut
Dimensi LubangStandar
(Diameter)Ukuran-lebih
(Diameter)Slot-Pendek
(Lebar x Panjang)Slot-Panjang
(Lebar x Panjang)M16 18 20 18 x 22 18 x 40M20 22 24 22 x 26 22 x 50M22 24 28 24 x 30 24 x 55M24 27[a] 30 27 x 32 27 x 60M27 30 35 30 x 37 30 x 67M30 33 38 33 x 40 33 x 75ge M36 d + 3 d + 8 (d + 3) x (d + 10) (d + 3) x 25d
[a] Izin yang diberikan memungkinkan penggunaan baut 1 in jika diinginkan (Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015)
Deskripsi Pengencang Kekuatan Tarik
Nominal Fnt ksi (MPa)[a]
Kekuatan Geser Nominal dalam Sambungan Tipe-
Tumpu Fnv ksi (MPa)[b]
Baut A307 45 (310) 27 (188) [c][d]
Baut group A (misal A325) bila ulir tidak dikecualikan dari bidang geser
90 (620) 54 (372)
Baut group A (misal A325) bila ulir tidak termasuk dari bidang geser
90 (620) 68 (457)
Baut A490 atau A490M bila ulir tidak dikecualikan dari bidang geser
113 (780) 68 (457)
Baut A490 atau A490M bila ulir tidak termasuk dari bidang geser
113 (780) 84 (579)
Bagian berulir yang memenuhi persyaratan Pasal A34 bila ulir tidak dikecualikan dari bidang geser
075 Fu 0450 Fu
Bagian berulir yang memenuhi persyaratan Pasal A34 bila ulir tidak termasuk dari bidang geser
075 Fu 0563 Fu
[a]untuk baut kekuatan tinggi yang menahan beban fatik tarik[b]Untuk ujung sambungan yang dibebani dengan panjang pola pengencang lebih besar dari 38 in (965 mm) Fnv harus direduksi sampai 833 dari nilai tabulasi Panjang pola pengencang merupakan jarak maksimum sejajar dengan garis gaya antara sumbu baut-baut yang menyambungkan dua bagian dengan satu permukaan lekatan [c]Untuk baut A307 nilai yang ditabulasikan harus direduksi sebesar 1 persen untuk setiap 116 in (2 mm) di atas diameter 5 dari panjang pada pegangangrip tersebut [d]Ulir diizinkan pada bidang geser
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
67
(a) Sambungan tidak diperkaku (b) Sambungan diperkaku (c) Sambungan diperkaku + pengaku kolom
Tabel 228 Jarak tepi minimum dari pusat lubang standar ke tepi dari bagian
yang disambung
Diameter Baut (mm) Jarak Tepi Minimum 16 22 20 26 22 28 24 30 27 34 30 38 36 46
Di atas 36 125d [a]Jika diperlukan jarak tepi terkecil diizinkan asalkan ketentuan yang sesuai Pasal J310 dan J4 dipenuhi tetapi jarak tepi yang kurang dari satu diameter baut tidak diizinkan tanpa persetujuan dari Insinyur yang memiliki izin bekerja sebagai perencana [b]Untuk ukuran-berlebih atau lubang-lubang slot lihat Tabel J35M
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015)
Beberapa aplikasi dari sambungan baut adalah sambungan pemikul momen dan
sambungan geser Prinsip dasar dari sambungan baut adalah baut menahan gaya
geser dan gaya tarik
1 Sambungan pemikul momen
Gambar 217 Sambungan pemikul momen menurut AISC 2003
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
68
Gambar 219 Menentukan Muc
Perencanaan sambungan baut untuk balok kolom lebih kuat dari profil yang
disambung untuk menghindari prilaku sambungan yg runtuh getas Momen
rencana untuk sambungan adalah
- Sambungan tidak diperkaku
Muc = Mp + Vu (k) k terkecil dari d atau 3b
- Sambungan diperkaku
Muc = Mp + Vu (Lst + tp)
Gambar 218 Lokasi sendi plastis
Lst =
Gambar 220 Geometri sambungan end-plate
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
69
Sambungan end-plate pada umum nya mempunya 2 buat setiap baris jika dibebani
sampai kondisi ultimate maka reaksi setiap baut adalah 2Pt kapasitas sambungan
tanpa efek prying maka momen kapasitas sambungan adalah jumlah kumulatif
statis momen gaya reaksi baut tarik 2Pt terhadap titik resultan desak di pusat berat
pelat sayap profil (Dewobroto 2016) Kuat sambungan berdasarkan baut tanpa efek
prying adalah
ϕMnp = 2 ϕPt sum
= 2 ϕPt sum (h0 + h1 + h3 hellip hi)
Dimana
Mnp = kapasitas sambungan end-plate didasarkan pada kuat tarik tanpa
efek prying
Pt = gaya reaksi tarik baut
Gambar 221 Momen kopel baut tarik terhadap sayap tekan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
70
Tabel 229 Kapasitas sambungan end-pelat menurut AISC 2003
No Kapasitas Sambungan
1
Konfigurasi 4 baut tanpa pengaku
2
Konfigurasi 4 baut dengan pengaku
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
71
Tabel 229 Kapasitas sambungan end-pelat menurut AISC 2003 (lanjutan)
No Kapasitas Sambungan
3
Konfigurasi 6 baut tanpa pengaku
4
Konfigurasi 8 baut tanpa pengaku
Sumber Extended end-plateed moment connections seismic and wind applications AISC 2003
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
72
2 Sambungan Geser
Gambar 222 Sambungan balok anak ke balok induk
Perencanaan sambungan baut untuk geser juga harus lebih kuat dari profil yang
disambung untuk menghindari prilaku sambungan yg runtuh getas Gaya geser
rencana untuk sambungan adalah gaya geser ultimate balok anak sehingga
jumlah baut yg diperlukan adalah
=
Dimana
= kuat geser nominal profil
= kuat geser minimum baut
223 Disain untuk stabilitas
Stabilitas harus disediakan untuk struktur secara keseluruhan dan untuk setiap
elemennya Efek terhadap stabilitas struktur dan elemen-elemennya harus
memperhitungkan hal-hal berikut
1 lentur geser dan deformasi komponen struktur aksial dan semua deformasi
lainnya yang memberi kontribusi terhadap perpindahan struktur
2 efek orde-kedua (kedua efek P-∆ dan P-δ)
3 ketidaksempurnaan geometri
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
73
4 reduksi kekakuan akibat inelastisitas
5 ketidakpastian dalam kekakuan dan kekuatan Semua efek yang bergantung
beban harus dihitung di level pembebanan sesuai dengan kombinasi beban
Direct Analysis Method (DAM) dibuat untuk mengatasi keterbatasan Effective
Length Method (ELM) yang merupakan strategi penyederhanaan analisis cara
manual Akurasi DAM dapat diandalkan karena memakai komputer dan
mempersyaratkan program analisis struktur yang dipakai seperti
1 Dapat memperhitungkan deformasi komponen-komponen struktur dan
sambungannya yang mempengaruhi deformasi struktur keseluruhan
Deformasi komponen yang dimaksud berupa deformasi akibat lentur aksial
dan geser Persyaratan ini cukup mudah hampir sebagian besar program
komputer analisa struktur berbasis metoda matrik kekakuan apalagi
lsquometoda elemen hinggarsquo yang merupakan algoritma dasar ana-lisa struktur
berbasis komputer sudah memasukkan pengaruh deformasi pada elemen
formulasinya (Dewobroto 2013)
2 Pengaruh Orde ke-2 (P-Δ amp P-δ) Program komputer yang dapat
menghitung gaya-gaya batang dengan analisa struktur orde ke-2 yang
mempertimbangkan pengaruh P-Δ dan P-δ adalah sangat penting dan
menentukan Umumnya program komputer komersil bisa melakukan
analisa struktur orde ke-2 meskipun kadangkala hasilnya bisa berbeda satu
dengan lain-nya Oleh karena itu diperlukan verifikasi terhadap kemam-
puan program komputer yang dipakai Ketidaksempurnaan terjadi ketika
program ternyata hanya mampu memperhi-tungkan pengaruh P-Δ saja
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
74
tetapi tidak P-δ Adapun yang dimaksud P-Δ adalah pengaruh pembebanan
akibat terjadinya perpindahan titik-titik nodal elemen sedangkan P-δ adalah
pengaruh pembebanan akibat deformasi di elemen (di antara dua titik nodal)
(Dewobroto 2013) seperti terlihat pada Gambar 28 di bawah
Gambar 223 Pengaruh Orde ke-2 (AISC 2010)
3 Perhitungan stabilitas struktur modern didasarkan anggapan bah-a
perhitungan gaya-gaya batang diperoleh dari analisa struktur elastik orde-2
yang memenuhi kondisi keseimbangan setelah pembebanan yaitu setelah
deformasi Ketidak-sempurnaan atau cacat dari elemen struktur seperti
ketidaklurusan batang akibat proses fabrikasi atau konsekuensi adanya
toleransi pelaksanaan lapangan akan menghasilkan apa yang disebut efek
destabilizing Adanya cacat bawaan (initial imperfection) yang
mengakibatkan efek destablizing dalam Direct Analysis Method (DAM)
dapat diselesaikan dengan dua cara yaitu [1] cara pemodelan langsung cacat
pada geometri model yang dianalisis atau [2] memberikan beban notional
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
75
(beban lateral ekivalen) dari sebagian prosentasi beban gravitasi (vertikal)
yang bekerja Cara pemodelan langsung dapat diberikan pada titik nodal
batang yang digeser untuk sejumlah tertentu perpindahan yang besarnya
diambil dari toleransi maksimum yang diperbolehkan dalam perencanaan
maupun pelaksanaan Pola penggeseran titik nodal pada pemodelan
langsung harus dibuat sedemikian rupa sehingga memberikan efek
destabilizing terbesar Pola yang dipilih dapat mengikuti pola lendutan hasil
pembebanan atau pola tekuk yang mungkin terjadi Beban notional
merupakan beban lateral yang diberikan pada titik nodal di semua level
berdasarkan prosentasi beban vertikal yang bekerja di level tersebut dan
diberikan pada sistem struktur penahanbeban gravitasi melalui rangka atau
kolom vertikal atau dinding sebagai simulasi pengaruh adanya cacat
bawaan (initial imperfection)Beban notional harus ditambahkan bersama-
sama beban lateral lain juga pada semua kombinasi kecuali kasus tertentu
yang memenuhi kriteria pada Section C22b(1) (SNI 1729 2015) Besarnya
beban notional adalah
Ni = 0002 α Yi
Dimana
α = 16 untuk metode tegangan izin dan 10 untuk metode ultimit
Ni = Beban notional yang digunakan pada level i
Yi = Beban grafitasi yang digunakan pada level i
Nilai 0002 mewakili nilai nominal rasio kemiringan tingkat (story out of
plumbness) sebesar 1500 yang mengacu AISC Code of Standard Practice
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
76
Jika struktur aktual ternyata punya kemiringan tingkat berbeda lebih besar
tentunya maka nilai tersebut tentunya perlu ditinjau ulang Beban notional
pada level tersebut nantinya akan didistribusikan seperti halnya beban
gravitasi tetapi pada arah lateral yang dapat menimbulkan efek
destabilizing terbesar Jadi perlu beberapa tinjauanPada bangunan gedung
jika kombinasi beban belum memasukkan efek lateral maka beban notional
diberikan dalam dua arah alternatif ortogonal masing-masing pada arah
positip dan arah negatif yang sama untuk setiap level Sedangkan untuk
kombinasi dengan beban lateral maka beban notional diberikan pada arah
sama dengan arah resultan kombinasi beban lateral pada level tersebut Jadi
penempatan notional load diatur sedemikian rupa agar jangan sampai hasil
akhir kombinasinya akan lebih ringan Bukankah notional load adalah
untuk memodelkan ketidaksempurnaan (Dewobroto 2015)
Adanya leleh setempat (partial yielding) akibat tegangan sisa pada profil
baja (hot rolled atau welded) akan menyebabkan pelemahan kekuatan saat
mendekati kondisi batasnya Kondisi tersebut pada akhirnya menghasilkan
efek destabilizing seperti yang terjadi akibat adanya geometry imperfection
Kondisi tersebut pada Direct Analysis Method (DAM) akan diatasi dengan
penyesuaian kekakuan struktur yaitu memberikan faktor reduksi kekakuan
Nilainya diperoleh dengan cara kalibrasi dengan membandingkannya
dengan analisa distribusi plastisitas maupun hasil uji test empiris (Galambos
1998) Faktor reduksi kekakuan EI=08τbEI dan EA=08EA dipilih DAM
dengan dua alasan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
77
Pertama Portal dengan elemen langsing yang kondisi batasnya ditentukan
oleh stabilitas elastis maka faktor 08 pada kekakuan dapat
menghasilkan kuat batas sistem sebesar 08 times kuat tekuk
elastisHal ini ekivalen dengan batas aman yang ditetapkan pada
perencanaan kolom langsing memakai Efective Length Method
persamaan E3-3 (SNI 1729 2015) yaitu φPn = 09 (0877 Pe) =
079 Pe
Kedua Portal dengan elemen kaku stocky dan sedang faktor
08τb dipakai memperhitungkan adanya pelemahan (softening)
akibat kombinasi aksial tekan dan momen lentur Jadi kebetulan
jika ternyata faktor reduksi kolom langsing dan kolom kaku
nilainya saling mendekati atau sama Untuk itu satu faktor reduksi
sebesar 08τb dipakai bersama untuk semua nilai kelangsingan
batang (SNI 1729 2015 C23(1)) (Dewobroto 2015)
Faktor τb mirip dengan reduksi kekakuan inelastis kolom akibat hilangnya
kekakuan batang Untuk kondisi Pr le 05Py dimana Pr= adalah gaya tekan
perlu hasil kombinasi LRFD
τb = 1
Jika gaya tekannya besar yaitu Pr gt 05Py maka
τb = 4 [ 1 - ]
Pemakaian reduksi kekakuan hanya berlaku untuk memperhitungkan
kondisi batas kekuatan dan stabilitas struktur baja dan tidak digunakan pada
perhitungan drift (pergeseran) lendutan vibrasi dan penentuan periode
getar Untuk kemudahan pada kasus τb = 1 reduksi EI dan EA dapat
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
78
diberikan dengan cara memodifikasi nilai E dalam analisis Tetapi jika
komputer program bekerja semi otomatis perlu diperhatikan bahwa reduksi
E hanya diterapkan pada 2nd order analysis Adapun nilai modulus elastis
untuk perhitungan kuat nominal penampang tidak boleh dikurangi seperti
misal saat perhitungan tekuk torsi lateral pada balok tanpa tumpuan lateral
(Dewobroto 2015) Bebanan notional dapat juga dipakai untuk antisipasi
pelemahan kekakuan lentur τb akibat kondisi inelastic adanya tegangan
residu Strategi ini cocok untuk menyederhanakan perhitungan DAM pada
batang dengan gaya tekan besar αPr gt 05Py dimana nilai τb lt 10 Jika
strategi ini akan dipakai maka τb = 10 dan diberikan beban notional
tambahan sebesar
Ni = 0001 α Yi
Dimana
α = 16 untuk metode tegangan izin dan 10 untuk metode ultimit
Ni = Beban notional yang digunakan pada level i
Yi = Beban grafitasi yang digunakan pada level i
Beban tersebut diberikan sekaligus bersama beban notional yang
merepresentasikan cacat geometri bawaan (initial imperfection) karena
sifatnya memperbesar maka beban notional akhir menjadi Ni=0003Yi
sedangkan τb = 10 untuk semua kombinasi beban (Dewobroto 2015)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
79
BAB III
METODE PENELITIAN
31 Persiapan
Tahap ini merupakan rangkaian kegiatan sebelum melakukan pengumpulan
dan pengolahan data Tahap ini meliputi kegiatan-kegiatan sebagai berikut
1 Menentukan judul Tugas Akhir
2 Pembuatan proposal Tugas Akhir
3 Studi pustaka terhadap materi sebagai garis besar
32 Bagan Alir
MULAI
PENGUMPULAN DATA
STUDI LITERATUR
TAHAP DESAIN DATA
Perhitungan beban mati
Perhitungan beban hidup
Perhitungan beban angin
Perhitungan beban gempa
PENGOLAHAN DATA
A Pradimensi dan kontrol struktur sekunder B Analisa struktur primer dengan bantuan etabs 2015
(efek P-∆ dan P-δ) dan kontrol manual C Disain sambungan balok kolom dan sambungan
balok balok
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
80
Gambar 31 Diagram Alir Penelitian
321 Mulai
322 Pengumpulan Data
Pengumpulan data data yang di gunakan dalam perencanaan struktur baja
seperti profil yang di gunakan kuat tarik baja yang tersedia dan kuat tekan beton
rencana
323 Studi Literatur
Studi literatur bermula dari pengumpulan teori-teori yang berhubungan
dengan disain baja dan system rangka baja pemikul momen khusus Selain itu
dikumpulkan juga data-data yang berhubungan dengan tugas akhir ini seperti data
pembebanan gedung yang diambil dari peraturan pembebanan untuk gedung 1983
HASIL DAN PEMBAHASAN
Dimensi struktur sekunder Dimensi struktur primer Rencana Sambungan
SELESAI
KESIMPULAN DAN SARAN
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
81
dan rumus-rumus yang akan digunakan dalam perhitungan berdasarkan metode
Load and Resistance Factor Design (LRFD)
324 Tahap Desain Data
Pada tahap desain data hal pertama yang dikerjakan adalah menghitung
pembebanan pada struktur sekunder Perhitungan pembebanan berdasarkan
PPURG 1983 Beban-beban yang bekerja hanya beban mati dan beban hidup
Struktur sekunder meliputi pelar metal deck pelat baja gording dan tangga
Setelah perhitungan pembebanan selesai tahap selanjutnya adalah
melakukan pradimensi ketebalan pada pelat dan pradimensi profil pada gording dan
tangga Kemudian hasil pradimensi akan dikontrol apakah dimensi yang di
asumsikan sudah memenuhi syarat atau belum sesuai dengan besarnya gaya-gaya
dalam yang bekerja pada masing masing struktur sekunder tersebut Jika sudah
memenuhi syarat maka reaksi dari masing masing struktur sekunder tersebut akan
di jadikan beban pada struktur primer Struktur primer yang sudah di pradimensi
akan di analisa dengan menggunakan kombinasi kombinasi beban mati beban hidup
dan beban gempa dengan bantuan software etabs 2015 Selanjutkan output dari
etabs berupa momen lentur gaya lintang dan gaya normal pada masing masing
balok dan kolom akan di kontrol secara manual dengan metode LRFD yang
mengacu kepada SNI 1729 2015
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
82
325 Pengolahan Data
325a Analisa Struktur Manual Dengan Metode LRFD
Pada tahap analisa struktur manual dengan metode LRFD bagian yang akan
dianalisa adalah mengontrol momen lentur dan gaya geser yang terjadi pada balok
komposit Pada kolom di kontrol kombinasi gaya tekan dan lentur dua arah serta
gaya geser Lalu selanjutnya adalah melakukan kontrol terhadap pradimensi apakah
sudah memenuhi syarat atau belum
325b Analisa sambungan balok kolom
Analisa sambungan dilakukan untuk mendapatkan jumlah baut tebal pelat
penyambung tebal las pada Balok dan kolom analisa sambungan pemikul momen
menggunakan momen plastis penampang sebagai momen ultimit sehingga
kekuatan sambungan sama dengan atau lebih besar dari kekuatan profil sedangkan
pada sambungan sendi digunakan gaya geser ultimate sebagai gaya geser rencana
326 Hasil dan Pembahasan
Dimensi struktur sekunder dan dimensi struktur primer yang memenuhi
syarat keamanan dan kenyamanan Rekapitulasi stress ratio pada balok komposit
dan kolom yang ada di struktur primer Stress ratio sendiri adalah perbandingan
gaya terfaktor dibagi dengan gaya terkoreksi yang artinya jika stress ratio lebih
besar dari satu (1) maka struktur dinyatakan tidak memenuhi syarat keamanan
327 Kesimpulan dan Saran
328 Selesai
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
83
BAB IV
HASIL DAN PEMBAHASAN
41 Disain Struktur Sekunder
411 Pelat Floor deck
Gambar 41 Tributari area elevasi +580 m
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat sendiri pelat 012 x 1 x 2400 = 288 kgm
Berat spesi 002 x 1 x 2100 = 42 kgm
Berat keramik 001 x 1 x 2400 = 24 kgm +
qdl = 354 kgm
2 Beban hidup (life load)
Berdasarkan PPPURG 1987 beban hidup untuk lantai pabrik 400 kgm2
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
84
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 354 = 4956 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 354 + 16 x 400 = 10648 kgm
sehingga digunakan qu = 10648 kgm
B Dimensi Floor Deck
Berdasarkan SNI ndash 03 ndash 2847 ndash 2002 pasal 103 didapat momen positif
maximum untuk pelat satu arah adalah
Gambar 42 Distribusi momen untuk pelat satu arah
=
=
= 30422 kg m
Dicoba smartdeck BMT 07 mm
Gambar 43 Diagram tegangan momen kopel (positif) floor deck
d = h ndash c = 120 ndash 255 = 945 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
85
a =
=
= 239867 mm
ϕMn = 08 As fy ( d- )
ϕMn = 08 x 92676 x 550 ( 945 -
)
ϕMn = 33644 kg m gt Mu = 30422 kg m ( OK )
C Dimensi Wiremesh
Berdasarkan SNI ndash 03 ndash 2847 ndash 2002 pasal 103 didapat momen negatif
maximum untuk pelat satu arah adalah
=
=
= 42592 kg m
Dicoba wiremesh M-8 ( AST = 33493 mm2 )
Gambar 44 Diagram tegangan momen kopel (negatif) floor deck
d = h - selimut ndash 05 ϕ = 120 ndash 20 ndash 05 x 8 = 96
a =
=
= 1083 mm
ϕMn = 08 As fy ( d- )
ϕMn = 08 x 33493 x 400 ( 96 -
)
ϕMn = 970955 kg m gt Mu = 42592 kg m ( OK )
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
86
412 Balok Anak Pelat Floor Deck
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat floof deck = 2 x 354 = 708 kgm
Berat WF 300 x 150 x 55 x 8 = 32 = 32 kgm +
qdl = 740 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup pelat = 2 x 400 = 800 kgm
qll = 800 kgm
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 740 = 1036 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 740 + 16 x 800 = 2168 kgm
sehingga digunakan qu = 2168 kgm
B Momen ultimate
MMAX = qu l2
MMAX = 2168 x 82
MMAX = 17344 kg m
C Kontrol momen
- menentukan lebar efektif pelat beton
1 be lt
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
87
be lt
be lt 1
2 be lt bo
be lt 1
sehingga digunakan be = 1 meter
akibat adanya lubang pada floor deck maka digunakan bekivalen
bekivalen =
=
= 810 mm
- Menentukan nilai n
Ebeton = 4700 = 4700 radic25 = 23500
Ebaja = 200000
n = = = 851
- Menentukan lebar transformasi penampang beton
=
= 951 cm
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Pelat Beton 11412 6 68472 Floor Deck 1867 945 17643 Profil WF 3766 245 92267
sum 17045 sum 178382
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
88
ẏ = sum
sum =
= 1046 cm
Titik berat berada di pelat beton
a =
=
= 4938 mm
d1 = 05hprofil + tpelat = 125 + 120 = 245 mm
d2 = hprofil ndash ċ = 120 ndash 1713 = 10287
ϕMn = 09 As fy ( d1- )
ϕMn = 09 x [ 3766 x 240 x ( 245 -
) +118843 550 ( 10287 -
) ]
ϕMn = 1792124 + 102396
ϕMn = 189452 kg m gt Mu = 17344 kg m ( OK )
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
89
D Dimensi Penghubung Geser (Shear Conector)
Gaya horizontal akibat aksi komposit penuh
Vh = 085 a b = 085 x 4938 x 1000 x 25 = 1049325 N
Digunakan Stud connector ⅝rdquo luas satu buah stud connector adalah
Asc = d2 = 158752 =19801 mm2
Kuat geser satu buah shear connector
Qn = 05 Asc lt Rg Rp Asc fu
Qn = 05 x 19801 x radic25 23500 lt 085 x 075 x 19801 x 550
Qn = 7588676 N lt 69427
Jumlah shear connector yang di butuhkan
N = = = 151 ~ 16 buah untuk setengah bentang
Total kebutuhan shear connector adalah 32 buah untuk semua bentang Jika
dipasang dua buah shear connector pada setiap penampang melintang maka
jarak shear connector adalah
S = = 500 mm
Smin = 6d = 6 x 15875 = 9525 mm
Smax = 8t = 8 x 120 = 960 mm
Strans = 4d = 4 x 15875 = 635 mm
Sehingga digunakan shear connector 2 x (⅝rdquo x 65 cm) dengan jarak 20 cm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
90
E Kontrol Geser
Menghitung gaya geser ultimate
Vu = qu l = x 2168 x 8 = 8672 kg
Menghitung gaya geser nominal
ϕVn = 09 (06 fy) h tw
ϕVn = 09 x 06 x 240 x 264 x 55
ϕVn = 20243 kg gt Vu = 8672 kg (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
91
413 Pelat Chekered
Gambar 45 Tributari area elevasi +1070 m
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat pelat 45 mm = 00045 x 1 x 7850 = 35325 kgm
2 Beban hidup (life load)
Berdasarkan PPPURG 1987 beban hidup untuk lantai pabrik 400 kgm2
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 35325 = 49455 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 35325 + 16 x 400 = 68239 kgm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
92
sehingga digunakan qu = 68239 kgm
B Momen Maximum
Berdasarkan SNI ndash 03 ndash 2847 ndash 2002 pasal 103 didapat momen maximum
untuk pelat satu arah adalah
Gambar 46 Distribusi momen untuk pelat satu arah
=
=
= 2557 kg m
C Momen Nominal
ϕMn = 09 zx fy
= 09 x ( b d2 ) x fy
= 09 x ( 1000 x 452 ) x 240
= 10935 kg m gt Mu = 2557 kg m OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
93
414 Siku Pengaku Pelat Lantai Chekred
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat pelat 45 mm = 00045 x 06 x 7850 = 21195 kgm
Berat L 70 x 70 x 6 = 638 = 638 kgm +
= 27575 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup pelat = 06 x 400 = 240 kgm
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 27575 = 35805 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 27575 + 16 x 240 = 41469 kgm
sehingga digunakan qu = 41469 kgm
B Momen Maximum
=
=
= 7465 kg m
C Momen Nominal
My = sx fy
= 7330 x 240
= 17592 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
94
Me =
=
= 13524 kg m
Me gt My
Mn = [ 192 ndash 117 ] Me lt 15 My
= [ 192 ndash 117
] My lt 15 My
= 1498 My lt 15 My
ϕMn = 09 x 1498 x My
= 09 x 1498 x 17592
= 23717 kg m gt Mu = 7465 kg m OK
C Geser Nominal
lt 11
lt 11
1 lt 34785 ~gt cv = 1
ϕVn = 09 06 Aw fy cv
= 09 x 06 x 70 x 7 x 240 x 1
= 63504 kg gt Vu = (05 x l x qu = 2488 kg)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
95
415 Balok Anak Pelat Chekered
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat L 70 x 70 x 6 = 638 x 12 x 13 = 99528 kg
Berat ekivalen siku = =
= 12441 kgm
Berat pelat 45 mm = 00045 x 12 x 7850 = 42390 kgm
Berat WF 200 x 150 x 6 x 9 = 30600 = 30600 kgm
Berat L 70 x 70 x 6 = 12441 = 12441 kgm +
= 85431 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup pelat = 12 x 400 = 480 kgm
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 85431 = 11960 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 76131 + 16 x 480 = 87052 kgm
sehingga digunakan qu = 87052 kgm
B Momen Maximum
=
=
= 696414 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
96
C Menentukan momen nominal
Lp = = radic
36 = 18357 cm
L lt Lp
Mp = zx fy
= [(btf(h-tf)) + 05(h-2tf)2tw)] fy
= [(150 x 9 x (200 ndash 9)) + 05(200 ndash 2 x 9)2 x 6)] x 240
= 857332 kg m
ϕMn = 09 Mp
= 09 x 857332
= 771599 kg m gt Mu = 696414 kg m OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
97
416 Gording
Gambar 47 Rencana atap elevasi +1250 m dan +3550 m
Jarak antara Gording = 14 meter
Panjang gording = 6 meter
Sudut kemiringan atap = 10o
Berat atap (BMT 045) = 657 kgm2
Isolation rockwool = 25 kgm2
Profil gording = CNP 150 x 50 x 20 x 32 = 7 kgm
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat isolation rockwool = 14 x 25 = 35 kgm
Berat atap = 14 x 657 = 92 kgm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
98
Berat gording = 70 = 70 kgm +
qdl = 512 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup di tengah gording = 100 kg
3 Beban angin
Gambar 48 Kecepatan angin
Kecepatan angin maximum adalah 35 KNOT yaitu 6482 kmjam ( 18 ms )
P = = = 2026 kgm2
Tekanan angin minimum di laut dan di tepi laut sampai sejauh 5 km dari pantai
diambil minimum 40 kgm2 Sehingga digunakan tekanan angin 40 kgm2
Koefisien angin tekan = 002α - 04 = 002 (10) - 04 = - 02
Koefisien angin hisap = - 04
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
99
qtekan = -02 x 40 = 8 kgm2
qhisap = -04 x 70 = 16 kgm2
B Menghitung momen momen pada gording
1 akibat beban mati
Mx = qdl cosα = 512 x cos10 x 62 = 226899 kg m
My = qdl sinα = 512 x sin10 x 22 = 445 kg m
2 akibat beban hidup
Mx = P cosα lx = 100 x cos10 x 6 = 147721 kg m
My = P sinα ly = 100 x sin10 x 2 = 8682 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
100
3 akibat beban angin
Mtekan = qwl = (-8) x cos10 x 62 = -3545 kg m
Mhisap = qwl = (-16) x sin10 x 62 = -709 kg m
No Kombinasi Beban Sumbu x Sumbu y 1 14 DL 3176586 623 2 12 DL + 05La 3461393 9681 3 12 DL + 16 La 5086324 192312 4 12 DL + 13 W + 05La 4465911 -188234 5 12 DL + 16 La + 08 W 4802724 -374888 6 09 DL + 13 W 2261938 -8683
Sehingga didapat momen maximum adalah
Mx = 508632 kg m
My = 19231 kg m
C Menentukan momen nominal
Lp = = radic
181 = 92 cm
J = [ 2b + h ]
= [ 2 x 50 x 323 + 150 x 323 ]
= 2730 6667 mm
Cw = [
]
=
[
]
= 750 x 106
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
101
=
=
= 11512931
= 4 2
= 4
]2
= 3141 x 10-4
=
1 1
=
1 1 3141 10 240 70
= 25044 cm
Lp lt L lt Lr
Mp = zx fy
= [(btf(h-tf)) + 05(h-2tf)2tw)] fy
= [(50 x 32 x (150 ndash 32)) + 05(150 ndash 2 x 32)2 x 32)] x 240
= 95963 kg m
Mr = Sx fr
= 37400 x (240 ndash 70)
= 6358 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
102
ϕMnx = 09 ( Mp ndash ( Mp- Mr)
)
= 09 ( 95963 ndash (95963 ndash 6358)
)
= 66984 kg m gt Mu = 508632 kg m OK
ϕMny = 09 Sy fy
= 09 x 8200 x 240
= 17712 kg m gt Mu = 19231 kg m OK
kontrol syarat momen lentur
+ lt 10
+
lt 10
0867 lt 10 OK
D Lendutan
=
+
=
+
= 15194 + 7913
= 23107 mm
=
+
=
+
= 0331 + 0516
= 0846 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
103
δ =
= 23107 0846
= 23122 mm
δizin = = = 25 mm gt δ = 23112 mm OK
417 Sagrod (Batang Tarik)
Gambar 49 Rencana sagrod
Rencana digunakan sagrod Oslash 10 mm
A Beban yang bekerja
1 Beban mati
- Gording luar
Berat atap = 2 x 14 x 657 x sin 10o = 31944 kg
Berat gording = 2 x 7 x sin 10o = 24310 kg +
sum = 56254 kg
- Gording dalam
Berat atap = 2 x 14 x 657 x sin 10o = 31944 kg
Berat gording = 2 x 7 x sin 10o = 24310 kg
Isolation rockwoll = 2 x 14 x 25 x sin 10o = 121553 kg +
sum = 177807 kg
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
104
2 Beban hidup
- Gording luar
Beban tak terduga = 200 x sin 10o = 347296 kg
- Gording dalam
Beban tak terduga = 100 x sin 10o = 173648 kg
B Gaya ultimate pada sagrod
PDL = Gording Luar + 10 Gording Dalam + Berat sagrod
= 56254 + (10 x 177807) + (0617 x 14)
= 1920704 kg
PLL = Gording Luar + 10 Gording Dalam
= 347296 + (10 x 173648)
= 2083776 kg
Kombinasi Pu kg
14 DL 288899
12DL + 16LL 563888
Digunakan 2 buah sagrod sehingga Pu sagrod adalah 5638882 = 281944 kg
C Menentukan Gaya Nominal Sagrod
Kekuatan leleh tarik pada penampang bruto
ϕPn = 09Asfy
= 09 x 785 x 240
= 16955 kg
Kekuatan tarik pada penampang netto
ϕPn = 075Asfu
= 075 x (09 x 785) x 370
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
105
= 19605 kg
Sehingga ʹϕPn yang digunakan adalah 16955 kg
Stress ratio = =
= 017 lt 1 OK
418 Ikatan Angin
Ikatan angin akan didisain menggunakan besi beton karena kelangsingan besi
beton sangat kecil maka batang hanya didisain terhadap tarik
Gambar 410 Tributri area ikatan angin
Dicoba menggunakan ikatan angin Oslash 22 mm
Data data geometri
x = 12 tanα = 12 tan 10o = 21159 m
h1 = 71 + x = 71 + 21159 = 92159 m
β
60925 60925 60925 60925
60000
60000 60000 60000 60000
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
106
h2 = 71 + 075x = 71 + 15869 = 86869 m
h3 = 71 + 025x = 71 + 05289 = 76289 m
tan β =
= 09848 β = 445617o
sin β = 07016
cos β = 07126
Koefisien angin C = 09
F1 = CPa λ
= 09 x 40 x 6 x
= 193350 kg
F2 = CPa λ
= 09 x 40 x 6 x
= 176210 kg
F3 = CPa λ
= 09 x 40 x 6 x
= 159072 kg
R = 05F1 + F2 + F3 = 96675 + 176210 + 159072 = 431957 kg
A Gaya Ultimate Pada Ikatan Angin
Gaya batang akan dihitung dengan menggunakan analisa keseimbangan titik
buhul
- Titik A
sumV = 0 sum H = 0
R + S1 = 0 H1 = 0
S1 = - R
S1 = - 431957 kg
- Titik B
sumV = 0 sum H = 0
F3 + S1 + D1sinβ = 0 H2 + D1cosβ = 0
D1 = -
H2 = - D1cosβ
R
S1
H1
H2
S1
F3
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
107
S1
D1 = -
H2 = - 388946 x 07124
D1 = 388946 kg H2 = - 277085 kg
- Titik C
sumV = 0 sum H = 0
S2 + D1sinβ = 0 H3 ndash H1 - D1cosβ = 0
S2 = - D1sinβ H3 = 0 + D1cosβ
S2 = - 388946 x 07016 H3 = 388946 x 07124
S2 = - 272885 kg H2 = 277085 kg
- Titik D
sumV = 0
F2 + S2+ D2sinβ = 0
D2 = -
D2 = -
D2 = 137792 kg
Gaya batang maximum pada ikatan angin 388946 kg
Pu = 16 WL = 16 x 388946 = 622314 kg
B Gaya Nominal Ikatan Angin
Kekuatan leleh tarik pada penampang bruto
ϕPn = 09Asfy
= 09 x 3801 x 240
= 821016 kg
Kekuatan tarik pada penampang netto
ϕPn = 075Asfu
= 075 x (09 x 3801) x 370
= 949299 kg
H3 H1
S2
F2
H2 H4
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
108
Sehingga ʹϕPn yang digunakan adalah 821016 kg
Stress ratio = =
= 076 lt 1 OK
419 Tangga
Gambar 411 Rencana tangga
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Pipa 15rdquo 36 x [ (2x4942) + (8x1) + (4x03)] = 687 kg
Pipa 1rdquo = 18 x [ (4x4942) + (8x03)] = 399 kg
Pelat 45 mm = 35325 x 03 x 1 x 16 = 1696 kg +
= 27816 kg
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
109
= =
= 56285 kgm
Digunakan profil UNP 200 x 80 x 75 x 11
= +
= 56285 + 246
= 80885 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup tangga = 400 kgm
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 80885 = 113239 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 80885 + 16 x 400 = 737062 kgm
sehingga digunakan qu = 737062 kgm untuk 2 profil kanal beban untuk 1
profil kanal adalah = 368521 kgm
B Momen maximum
Mu = q = 368521 x 4942 = 11251 kg m
C Momen nominal
Lp = = radic
238 = 121366 cm
b = b ndash 05tw
= 80 ndash (05 x 75)
= 7625 mm
h = h - tf
= 200 - 11
= 189 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
110
J = [ 2brsquo + hrsquo ]
= [ 2 x 7625 x 113 + 189 x 753 ]
= 94237291 mm
Cw = [
]
=
[
]
=
[
]
= 120 x 108
=
=
= 2474747
= 4 2
= 4
]2
= 18143 x 10-5
=
1 1
=
1 1 18143 10 240 70
= 51792 cm
Lp lt L lt Lr
Mp = zx fy
= [(btf(h-tf)) + 05(h-2tf)2tw)] fy
= [(80 x 11 x (200 ndash 11)) + 05(200 ndash 2 x 11)2 x 75)] x 240
= 684324 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
111
Mr = sx fr
= 195000 x (240 ndash 70)
= 3315 kg m
ϕMnx = 09 ( Mp ndash ( Mp- Mr)
)
= 09 ( 684324 ndash (684324 ndash 3315)
)
= 352568 kg m gt Mu = 11251 kg m OK
42 Disain Struktur Primer
421 Beban beban yang bekerja
4211 Beban gravitasi
a Beban pada floor deck
- Beban mati tambahan (dead load)
Berat spesi 002 x 1 x 2100 = 42 kgm
Berat keramik 001 x 1 x 2400 = 24 kgm +
qdl = 66 kgm
adapun berat sendiri profil dihitung dengan software etabs 2015
- Beban hidup (life load)
Berdasarkan PPPURG 1987
Beban hidup rencana untuk lantai pabrik = 400 kgm2
Koefisien reduksi untuk perencanaan balok induk = 100
Koefisien reduksi untuk peninjauan terhadap masa gempa = 090
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
112
b Beban pada lantai chekered plate
- Beban mati tambahan (dead load)
Berat per 6 meter luas L 70 x 70 x 6 = 638 x 6 x 9 = 34452 kg
Berat ekivalen siku = =
= 957 kgm
- Beban hidup (life load)
Berdasarkan PPPURG 1987
Beban hidup rencana untuk lantai pabrik = 400 kgm2
Koefisien reduksi untuk perencanaan balok induk = 100
Koefisien reduksi untuk peninjauan terhadap masa gempa = 090
4212 Beban angin
- Dinding vertical
Di pihak angin = + 09 x 40 = + 36 kgm2
Di belakang angin = - 04 x 40 = - 16 kgm2
- Atap segi-tiga dengan sudut kemiringan α 10o
Koefisien angin tekan = 002α - 04 = 002 (10) - 04 = - 02
Koefisien angin hisap = - 04
qtekan = -02 x 40 = -8 kgm2
qhisap = -04 x 70 = -16 kgm2
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
113
4213 Beban gempa
Jenis pemamfaatan bangunan = Pabrik (kategori risiko II tabel 27)
Faktor keutamaan gempa Ie = 1 (tabel 28)
Ss = 05g
S1 = 03g
Jenis tanah = Keras (kelas C)
Fa = 12 ( tabel 211 dengan input Ss = 05 )
Fs = 15 ( tabel 212 dengan input S1 = 03 )
SDS = Fa Ss = 12 05 = 040
SD1 = FV S1 = 15 03 = 030
Gambar 412 Respon spectra rencana
Berdasarkan SDS gedung berada di kategori risiko C ( tabel 213 )
Berdasarkan SD1 gedung berada di kategori risiko D ( tabel 214 )
00000
00500
01000
01500
02000
02500
03000
03500
04000
04500
0000 1000 2000 3000 4000 5000
S
T
MEDAN TANAH KERAST S
0000 01600
0075 02800
0113 03400
0150 04000
0750 04000
0750 04000
0830 03614
3070 00977
3310 00906
3550 00845
4030 00744
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
114
Sehingga bangunan akan direncanakan dengan kategori risiko D yaitu sistem
rangka baja pemikul momen khusus Adapun nilai koefisien modifikasi respons
(R) faktor kuat lebih (Ω) dan faktor pembesaran defleksi (cd) adalah
Koefisien modifikasi respons (R) = 8
Faktor kuat lebih (Ω) = 3
Faktor pembesaran defleksi (cd) = 55
1 Gaya gempa statik ekivalen
- Menentukan T
- Ta = Ct -gt Ct = 0724 x = 08 ( tabel 213 )
= 00724 x 37614
= 1318 detik
Tmax = Cu Ta -gt Cu = 14 ( tabel 214 )
= 14 1318
= 1845 detik
Tc = Tx 3438 Ty -3231
Sehingga digunakan T = 1845
- Menentukan nilai C
Cmin = 0044 SDS I gt 001
= 0044 040 1 gt 001
= 00176
Cs = =
= 005
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
115
Cs = =
= 0020
Sehingga digunakan Cs = 0020
- Menentukan berat struktur
Beban mati
Tabel 41 Beban mati struktur (rangka)
Tabel 42 Beban mati struktur (Atap partisi diafragma dll)
Sehingga beban mati total struktur adalah 46021142 kg
Adapun beban hidup total permeter luas adalah 09 x 400 = 360 kgm2
No Jenis Beban Sendiri q kgm L m W Kg
1 H 350 X 350 X 12 X 19 13700 42813 5865313
2 H 300 X 300 X 10 X 15 9400 16583 1558785
3 IWF 300 X 150 X 65 X 9 3670 192448 7062838
4 IWF 350 X 175 X 7 X 11 4960 26850 1331760
5 IWF 250 X 125 X 6 X 9 2960 16455 487059
6 IWF 200 X 200 X 8 X 12 4990 4640 231536
7 IWF 200 X 100 X 55 X 8 2130 135712 2890659
8 CNP 700 85280 596960
9 Sagrod 062 29242 18042
10 Ikatan angin 298 23758 70894
sum 20113845
No Jenis Beban Sendiri q kgm2 A m2 W Kg
1 Floor deck 28800 52636 15159168
2 Chekered plate 45 mm 4777 184206 8798611
3 Clading 446 2200 9812
4 Spandek 498 64700 322206
5 Isolation Rockwool 2500 64700 1617500
sum 25907297
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
116
Tabel 43 Beban hidup struktur
No Beban Hidup q kgm2 A m2 W Kg
1 Floor deck 36000 52636 18948960
2 Chekered plate 45 mm 36000 184206 66314244
sum 85263204
Sehingga berat struktur adalah
WT = WDL + WLL
= 25907297 + 85263204
= 131284346 kg
- Menentukan gaya geser dasar
V = Cs WT
= 0020 131284346
= 2668381 kg
2 Analisis spectrum respons ragam
- Kontrol partisipasi massa ragam
Tabel 44 Waktu getar alami dan partisipasi massa
Case ModePeriod Selisih Waktu
Getar Alami Sum UX Sum UY Sum UZ
sec
Modal 1 3438 870 06918 00161 00022
Modal 2 3139 1911 07121 06293 00025
Modal 3 2539 666 07818 06293 00028
Modal 4 237 1139 0782 06297 00032
Modal 5 21 3948 0782 07018 00037
Modal 6 1271 582 0786 07024 00065
Modal 7 1197 635 09305 07037 00066
Modal 8 1121 660 09308 07038 00084
Modal 9 1047 669 09308 07057 00086
Modal 10 0977 379 09311 07792 00088
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
117
Tabel 44 Waktu getar alami dan partisipasi massa (lanjutan)
Case ModePeriod Selisih Waktu
Getar Alami Sum UX Sum UY Sum UZ
sec
Modal 11 094 1649 09318 08848 00096
Modal 12 0785 382 09332 08849 00099
Modal 13 0755 252 0959 08885 00099
Modal 14 0736 095 09612 09008 00117
Modal 15 0729 727 09627 09114 00125
Modal 16 0676 459 09751 09119 00125
Modal 17 0645 698 09799 09121 00125
Analisa modal pada software etabs 2015 menunjukan bahwa
perbedaan waktu getar sangat sedikit sehingga untuk selanjutnya digunakan
metoda kombinasi kuadrat lengkap (CQC) Pada mode ke 7 partisipasi
massa pada UX sudah mencapai 93 dan pada mode ke 14 partisipasi
massa pada UY sudah mencapai 90 sehingga sudah memenuhi syarat
minimal (90)
- Kontrol base reaction
Tabel 45 Base Reaction
Load CaseCombo
FX FY FZ
KN KN KN
RS U1 Max 2366839 325487 10303
RS U2 Max 290655 2367369 22637
085 VStatik gt VDinamik
085 2668381 gt 2367369
226812 lt 2367369 (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
118
4214 Beban notional
Untuk struktur yang menahan beban gravitasi terutama melalui kolom dinding
atau portal vertikal nominal diijinkan menggunakan beban notional untuk mewakili
efek ketidaksempurnaan awal Beban notional harus digunakan sebagai beban
lateral pada semua levelbeban national di hitung otomatis dari program ETABS
2015 dengan nominal 0002 α Yi untuk mewakili ketidaksempurnaan awal dan
0001 α Yi untuk kekakuan lentur sehingga
Ni = 0003 α Yi
Gambar 413 Beban notional pada etabs 2015
Beban tersebut di distribusikan arah orthogonal baik untuk beban grafitasi beban
hidup maupun beban grafitasi akibat beban mati
422 Kombinasi beban
Struktur akan didisain dengan gempa termasuk gaya seismic vertikal dan
faktor redundansi Gaya seismic vertikal adalah
Ev = 02 SDS DL
= 02 040 DL
= 008 DL
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
119
Faktor redundansi untuk kategori desain seismik DE dan F adalah 13 sehingga
kombinasi pembebanan menjadi
1 14D
2 12D + 16L + 05(Lr atau R)
3 12D + 16(Lr atau R) + (L atau 05W)
4 12D + 10 W + L + 05(Lr atau R)
5 12D + 10 E + L -gt 13D + 13E + L
6 09D + 10 W
7 09D + 10 E -gt 08D + 13E
423 Kontrol Driff
Tabel 46 Simpangan antar lantai akibat gempa X
Elevasi h SUMBU X SUMBU Y ∆IZIN KETERANGAN
m mm δse (mm) δx (mm) ∆x (mm) δse (mm) δy (mm) ∆y (mm) mm
355 4100 80 440 2585 15 825 385 82 OK
314 3000 753 41415 2035 143 7865 33 60 OK
284 3000 716 3938 2695 137 7535 275 60 OK
254 3000 667 36685 363 132 726 33 60 OK
224 3000 601 33055 4345 126 693 44 60 OK
194 3000 522 2871 4565 118 649 495 60 OK
164 2650 439 24145 3905 109 5995 66 53 OK
1375 3050 368 2024 407 97 5335 1155 61 OK
107 4900 294 1617 7535 76 418 253 98 OK
58 5800 157 8635 8635 3 165 165 116 OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
120
Gambar 414 Grafik simpangan antar lantai VS elevasi akibat gempa - X
Tabel 47 Simpangan antar lantai akibat gempa Y
Elevasi h SUMBU X SUMBU Y ∆IZIN KETERANGAN
m mm δse (mm) δx (mm) ∆x (mm) δse (mm) δy (mm) ∆y (mm) mm
355 4100 398 742 35 742 4081 1925 82 OK
314 3000 371 707 27 707 38885 1485 60 OK
284 3000 35 68 3 68 374 165 60 OK
254 3000 324 65 43 65 3575 2365 60 OK
224 3000 288 607 56 607 33385 308 60 OK
194 3000 246 551 68 551 30305 374 60 OK
164 2650 201 483 68 483 26565 374 53 OK
1375 3050 164 415 92 415 22825 506 61 OK
107 4900 127 323 182 323 17765 80 98 OK
58 5800 62 141 141 141 9765 9765 116 OK
0
5
10
15
20
25
30
35
40
0 20 40 60 80 100 120 140
ELEV
ASI
STORY DRIFT
GRAFIK STORY DRIFT vs ELEVASI
DRIFT X
DRIFT Y
DRIFT IZIN
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
121
Gambar 415 Grafik simpangan antar lantai VS elevasi akibat gempa - Y
424 Kontrol Profil
4241 Kolom 350 x 350 x 12 x 19 ( A = 1739 cm2 )
Ix = 40300 cm4 Zx = 24931
Iy = 13600 cm4 Zy = 11749
Sx = 2300 cm3 Lp = 449 m
Sy = 776 cm3 Lr = 1718 m
rx = 152 cm Mp = 5983 KN m
ry = 884 cm Mr = 391 KN m
Panjang tidak terkekang lateral = 58 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
0
5
10
15
20
25
30
35
40
0 20 40 60 80 100 120 140
ELEV
ASI
STORY DRIFT
GRAFIK STORY DRIFT vs ELEVASI
DRIFT X
DRIFT Y
DRIFT IZIN
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
122
a Kapasitas kolom terhadap tekan
λ = lt 471
=
lt 471
= 65611 lt 13797
fe =
=
= 45890 MPa
lt 225
lt 225
0522 lt 225
Sehingga tegangan keritis adalah
fcr = 0658 fy
= 0658 240
= 19698 MPa
ϕPn = 09 fcr A
= 09 19698 17390
= 308307 KN
b Kapasitas kolom terhadap momen sumbu x
L = 58 m
Lp = 449 m
Lr = 1718 m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
123
didapat Lp lt L lt Lr sehingga momen ultimate adalah
Mn = Cb [Mp ndash ( Mp- Mr)
]
= 1 [5983 - (5983 ndash 391)
]
= 57694 KN m
ϕ Mn = 09 57694
= 51924 KN m
c Kapasitas kolom terhadap momen sumbu y
ϕ Mn = 09 Zy fy
= 09 11749 240
= 25377 KN m
Tabel 48 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 350 x 350 x 12 x 19
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
14DL 0 -50108 -439 -693 PuϕPn lt 02 0114
14DL 275 -49599 076 340 PuϕPn lt 02 0092
14DL 55 -49090 565 1356 PuϕPn lt 02 013
12DL + 16LL 0 -234590 -1264 -1380 PuϕPn gt 02 0846
12DL + 16LL 275 -234153 104 786 PuϕPn gt 02 0794
12DL + 16LL 55 -233716 1360 2854 PuϕPn gt 02 0871
12DL + 16LL + 05WL-X 0 -237561 -1198 2174 PuϕPn gt 02 0867
12DL + 16LL + 05WL-X 275 -237124 116 2293 PuϕPn gt 02 083
12DL + 16LL + 05WL-X 55 -236688 1312 2004 PuϕPn gt 02 0865
12DL + 16LL + 05WL-Y 0 -234440 -2572 -1245 PuϕPn gt 02 0889
12DL + 16LL + 05WL-Y 275 -234003 -342 865 PuϕPn gt 02 0803
12DL + 16LL + 05WL-Y 55 -233567 2144 2857 PuϕPn gt 02 0898
12DL + LL + WL-X 0 -168693 -156 6011 PuϕPn gt 02 0668
12DL + LL + WL-X 275 -168257 257 3604 PuϕPn gt 02 0629
12DL + LL + WL-X 55 -167820 583 512 PuϕPn gt 02 0586
12DL + LL + WL-Y 0 -162386 -4668 -795 PuϕPn gt 02 0716
12DL + LL + WL-Y 275 -161949 -1059 776 PuϕPn gt 02 0588
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
124
Tabel 48 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 350 x 350 x 12 x 19 (lanjutan)
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
12DL + LL + WL-Y 55 -161513 3203 2242 PuϕPn gt 02 0686
13DL + LL + ρRS-X Max 0 -161904 5293 4622 PuϕPn gt 02 0802
13DL + LL + ρRS-X Max 275 -161431 1821 3150 PuϕPn gt 02 0653
13DL + LL + ρRS-X Max 55 -160958 5145 3377 PuϕPn gt 02 0772
13DL + LL + ρRS-X Min 0 -171412 -7624 -5979 PuϕPn gt 02 0938
13DL + LL + ρRS-X Min 275 -170939 -1731 -1543 PuϕPn gt 02 0654
13DL + LL + ρRS-X Min 55 -170466 -2792 1061 PuϕPn gt 02 0681
13DL + LL + ρRS-Y Max 0 -157108 2483 11576 PuϕPn gt 02 0806
13DL + LL + ρRS-Y Max 275 -156635 990 6117 PuϕPn gt 02 0659
13DL + LL + ρRS-Y Max 55 -156162 2686 4441 PuϕPn gt 02 0688
13DL + LL + ρRS-Y Min 0 -177929 -3506 -10847 PuϕPn gt 02 0899
13DL + LL + ρRS-Y Min 275 -177456 -609 -3714 PuϕPn gt 02 0673
13DL + LL + ρRS-Y Min 55 -176983 -1052 -492 PuϕPn gt 02 0632
09DL + WL-X 0 -38166 033 6660 PuϕPn lt 02 0193
09DL + WL-X 275 -37839 110 3230 PuϕPn lt 02 013
09DL + WL-X 55 -37511 161 -829 PuϕPn lt 02 0085
09DL + WLY 0 -31859 -4479 -146 PuϕPn lt 02 0233
09DL + WLY 275 -31532 -1205 402 PuϕPn lt 02 0108
09DL + WLY 55 -31204 2781 901 PuϕPn lt 02 0179
08DL + ρRS-X Max 0 -23960 6089 5031 PuϕPn lt 02 0377
08DL + ρRS-X Max 275 -23669 1794 2588 PuϕPn lt 02 016
08DL + ρRS-X Max 55 -23378 4359 1901 PuϕPn lt 02 0248
08DL + ρRS-X Min 0 -33468 -6828 -5570 PuϕPn lt 02 0432
08DL + ρRS-X Min 275 -33177 -1757 -2105 PuϕPn lt 02 0165
08DL + ρRS-X Min 55 -32886 -3578 -415 PuϕPn lt 02 0204
08DL + ρRS-Y Max 0 -18520 2830 11228 PuϕPn lt 02 0359
08DL + ρRS-Y Max 275 -18229 860 5259 PuϕPn lt 02 0166
08DL + ρRS-Y Max 55 -17938 2141 3132 PuϕPn lt 02 0175
08DL + ρRS-Y Min 0 -39341 -3159 -11196 PuϕPn lt 02 0406
08DL + ρRS-Y Min 275 -39050 -739 -4572 PuϕPn lt 02 0182
08DL + ρRS-Y Min 55 -38759 -1596 -1801 PuϕPn lt 02 0162
Stress ratio maximum adalah 0938 lt 1 OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
125
d Kapasitas kolom terhadap geser
Tabel 49 Resume gaya geser Kolom 350 x 350 x 12 x 19
V2 kN V3 kN
Vmax 18049 9887
Vmin -22158 -15602
- Kontrol terhadap geser sumbu x
ϕVn = 09 06 Aw fy
= 09 06 3744 240
= 48522 KN gt 22158 OK
- Kontrol terhadap geser sumbu y
ϕVn = 09 06 Af fy
= 09 06 12844 240
= 16645 KN gt 156 OK
4242 Kolom 300 x 300 x 10 x 15 ( A = 1198 cm2 )
Ix = 20400 cm4 Zx = 14647 cm3
Iy = 6750 cm4 Zy = 6817 cm3
Sx = 1360 cm3 Lp = 381 m
Sy = 450 cm3 Lr = 1376 m
rx = 131 cm Mp = 3515 KN m
ry = 751 cm Mr = 2312 KN m
Panjang tidak terkekang laterar = 3 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
126
a Kapasitas kolom terhadap tekan
λ = lt 471
=
lt 471
= 39947 lt 13797
fe =
=
= 123797 MPa
lt 225
lt 225
01938 lt 225
Sehingga tegangan keritis adalah
fcr = 0658 fy
= 0658 240
= 221295 MPa
ϕPn = 09 fcr A
= 09 221295 11980
= 2386003 KN
b Kapasitas kolom terhadap momen sumbu x
L = 3 m
Lp = 381 m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
127
didapat Lp gt L sehingga momen ultimate adalah
Mn = Mp
= 35152 KN m
ϕ Mn = 09 35152
= 319376 KN m
c Kapasitas kolom terhadap momen sumbu y
ϕ Mn = 09 Zy fy
= 09 6817 240
= 147247 KN m
Tabel 410 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 300 x 300 x 10 x 15
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
14DL 0 -12254 -884 -306 PuϕPn lt 02 0096
14DL 275 -12082 -141 072 PuϕPn lt 02 0038
14DL 55 -11910 605 449 PuϕPn lt 02 0081
12DL + 16LL 0 -53658 -6540 -1683 PuϕPn gt 02 0667
12DL + 16LL 275 -53510 -1187 515 PuϕPn gt 02 0311
12DL + 16LL 55 -53362 4228 2705 PuϕPn gt 02 0555
12DL + 16LL + 05WL-X 0 -53789 -6536 -1139 PuϕPn gt 02 0652
12DL + 16LL + 05WL-X 275 -53641 -1183 464 PuϕPn gt 02 031
12DL + 16LL + 05WL-X 55 -53494 4231 2060 PuϕPn gt 02 0538
12DL + 16LL + 05WL-Y 0 -54867 -7138 -1717 PuϕPn gt 02 071
12DL + 16LL + 05WL-Y 275 -54719 -1176 504 PuϕPn gt 02 0315
12DL + 16LL + 05WL-Y 55 -54572 4762 2715 PuϕPn gt 02 0593
12DL + LL + WL-X 0 -37583 -4262 -046 PuϕPn lt 02 037
12DL + LL + WL-X 275 -37435 -786 246 PuϕPn lt 02 014
12DL + LL + WL-X 55 -37287 2730 534 PuϕPn lt 02 0281
12DL + LL + WL-Y 0 -40160 -5753 -1248 PuϕPn lt 02 0515
12DL + LL + WL-Y 275 -40012 -752 319 PuϕPn lt 02 0145
12DL + LL + WL-Y 55 -39864 4114 1881 PuϕPn lt 02 0423
13DL + LL + ρRS-X Max 0 -34864 -2278 258 PuϕPn lt 02 0236
13DL + LL + ρRS-X Max 275 -34704 -448 634 PuϕPn lt 02 0124
13DL + LL + ρRS-X Max 55 -34544 4920 3224 PuϕPn lt 02 0509
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
128
Tabel 410 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 300 x 300 x 10 x 15
(lanjutan)
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
13DL + LL + ρRS-X Min 0 -42010 -6668 -2496 PuϕPn lt 02 062
13DL + LL + ρRS-X Min 275 -41850 -1139 041 PuϕPn lt 02 0167
13DL + LL + ρRS-X Min 55 -41690 930 353 PuϕPn lt 02 0162
13DL + LL + ρRS-Y Max 0 -36078 -3269 1785 PuϕPn lt 02 0355
13DL + LL + ρRS-Y Max 275 -35917 -644 806 PuϕPn lt 02 0145
13DL + LL + ρRS-Y Max 55 -35757 3829 4637 PuϕPn lt 02 0482
13DL + LL + ρRS-Y Min 0 -40673 -5470 -3709 PuϕPn lt 02 0574
13DL + LL + ρRS-Y Min 275 -40513 -955 -183 PuϕPn lt 02 0156
13DL + LL + ρRS-Y Min 55 -40353 1791 -1478 PuϕPn lt 02 0253
09DL + WL-X 0 -8094 -537 895 PuϕPn lt 02 0082
09DL + WL-X 275 -7983 -084 -055 PuϕPn lt 02 0025
09DL + WL-X 55 -7872 371 -1002 PuϕPn lt 02 0074
09DL + WLY 0 -10671 -2028 -307 PuϕPn lt 02 017
09DL + WLY 275 -10560 -050 019 PuϕPn lt 02 0027
09DL + WLY 55 -10449 1755 346 PuϕPn lt 02 0153
08DL + ρRS-X Max 0 -3468 1674 1216 PuϕPn lt 02 016
08DL + ρRS-X Max 275 -3370 266 336 PuϕPn lt 02 0036
08DL + ρRS-X Max 55 -3271 2356 1674 PuϕPn lt 02 022
08DL + ρRS-X Min 0 -10614 -2716 -1539 PuϕPn lt 02 0256
08DL + ρRS-X Min 275 -10516 -426 -258 PuϕPn lt 02 006
08DL + ρRS-X Min 55 -10417 -1633 -1197 PuϕPn lt 02 0171
08DL + ρRS-Y Max 0 -4709 606 2625 PuϕPn lt 02 0135
08DL + ρRS-Y Max 275 -4610 075 529 PuϕPn lt 02 0032
08DL + ρRS-Y Max 55 -4512 1354 3250 PuϕPn lt 02 0205
08DL + ρRS-Y Min 0 -9304 -1595 -2869 PuϕPn lt 02 0219
08DL + ρRS-Y Min 275 -9206 -236 -459 PuϕPn lt 02 005
08DL + ρRS-Y Min 55 -9107 -684 -2866 PuϕPn lt 02 0157
Stress ratio maximum adalah 0710 lt 1 OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
129
d Kapasitas kolom terhadap geser
Tabel 411 Resume gaya geser Kolom 300 x 300 x 10 x 15
V2 kN V3 kN
Vmax 18748 9962
Vmin -29322 -43951
- Kontrol terhadap geser sumbu x
ϕVn = 09 06 Aw fy
= 09 06 2700 240
= 34992 KN gt 29322 KN (OK)
- Kontrol terhadap geser sumbu y
ϕVn = 09 06 Af fy
= 09 06 8700 240
= 112752 KN gt 43951 KN (OK)
4243 Kolom 200 x 200 x 8 x 12 ( A = 6353 cm2 )
Ix = 4720 cm4 Zx = 5131 cm3
Iy = 1600 cm4 Zy = 2428 cm3
Sx = 472 cm3 Lp = 255 m
Sy = 160 cm3 Lr = 1072 m
rx = 862 cm Mp = 1231 KN m
ry = 502 cm Mr = 802 KN m
Panjang tidak terkekang laterar = 58 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
130
a Kapasitas kolom terhadap tekan
λ = lt 471
=
lt 471
= 115538 lt 13797
fe =
=
= 14799 MPa
lt 225
lt 225
1621 lt 225
Sehingga tegangan keritis adalah
fcr = 0658 fy
= 0658 240
= 121737 MPa
ϕPn = 09 fcr A
= 09 121737 6353
= 696056 KN
b Kapasitas kolom terhadap momen sumbu x
L = 58 m
Lp = 255 m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
131
Lr = 1072 m
didapat Lp lt L lt Lr sehingga momen ultimate adalah
Mn = Cb [Mp ndash ( Mp- Mr)
]
= 1 [123144 - (123144 ndash 8024)
]
= 106077 KN m
ϕ Mn = 09 106077
= 9547 KN m
c Kapasitas kolom terhadap momen sumbu y
ϕ Mn = 09 Zy fy
= 09 2428 240
= 524448 KN m
Tabel 412 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 200 x 200 x 8 x 12
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
14DL 0 -2195 -043 -037 PuϕPn lt 02 0028
14DL 275 -2006 004 001 PuϕPn lt 02 0016
14DL 55 -1818 049 038 PuϕPn lt 02 0027
12DL + 16LL 0 -4566 -141 -070 PuϕPn lt 02 0068
12DL + 16LL 275 -4405 007 018 PuϕPn lt 02 0035
12DL + 16LL 55 -4243 152 107 PuϕPn lt 02 0071
12DL + 16LL + 05WL-X 0 -3107 -138 483 PuϕPn lt 02 0100
12DL + 16LL + 05WL-X 275 -2945 008 053 PuϕPn lt 02 0029
12DL + 16LL + 05WL-X 55 -2784 150 -378 PuϕPn lt 02 0089
12DL + 16LL + 05WL-Y 0 -4677 -384 -090 PuϕPn lt 02 0117
12DL + 16LL + 05WL-Y 275 -4516 -011 019 PuϕPn lt 02 0037
12DL + 16LL + 05WL-Y 55 -4354 364 127 PuϕPn lt 02 0115
12DL + LL + WL-X 0 -622 005 1055 PuϕPn lt 02 0116
12DL + LL + WL-X 275 -461 014 081 PuϕPn lt 02 0015
12DL + LL + WL-X 55 -299 021 -895 PuϕPn lt 02 01
12DL + LL + WL-Y 0 -3816 -763 -100 PuϕPn lt 02 0184
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
132
Tabel 412 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 200 x 200 x 8 x 12
(lanjutan)
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
12DL + LL + WL-Y 275 -3655 -041 014 PuϕPn lt 02 0036
12DL + LL + WL-Y 55 -3493 686 126 PuϕPn lt 02 017
13DL + LL + ρRS-X Max 0 -1973 939 590 PuϕPn lt 02 0255
13DL + LL + ρRS-X Max 275 -1798 079 054 PuϕPn lt 02 0034
13DL + LL + ρRS-X Max 55 -1623 1078 567 PuϕPn lt 02 0277
13DL + LL + ρRS-X Min 0 -5225 -1217 -612 PuϕPn lt 02 0334
13DL + LL + ρRS-X Min 275 -5050 -072 -025 PuϕPn lt 02 0053
13DL + LL + ρRS-X Min 55 -4875 -791 -486 PuϕPn lt 02 0237
13DL + LL + ρRS-Y Max 0 340 425 1491 PuϕPn lt 02 024
13DL + LL + ρRS-Y Max 275 514 043 110 PuϕPn lt 02 0024
13DL + LL + ρRS-Y Max 55 689 462 1152 PuϕPn lt 02 0214
13DL + LL + ρRS-Y Min 0 -6918 -505 -1281 PuϕPn lt 02 0281
13DL + LL + ρRS-Y Min 275 -6743 -023 -068 PuϕPn lt 02 006
13DL + LL + ρRS-Y Min 55 -6569 -343 -1273 PuϕPn lt 02 0246
09DL + WL-X 0 1511 008 1085 PuϕPn lt 02 0126
09DL + WL-X 275 1632 006 070 PuϕPn lt 02 0021
09DL + WL-X 55 1753 004 -947 PuϕPn lt 02 0113
09DL + WLY 0 -1682 -761 -069 PuϕPn lt 02 0165
09DL + WLY 275 -1561 -049 003 PuϕPn lt 02 0021
09DL + WLY 55 -1440 668 075 PuϕPn lt 02 0146
08DL + ρRS-X Max 0 412 1035 596 PuϕPn lt 02 0263
08DL + ρRS-X Max 275 519 077 041 PuϕPn lt 02 0023
08DL + ρRS-X Max 55 627 978 534 PuϕPn lt 02 0247
08DL + ρRS-X Min 0 -2840 -1120 -606 PuϕPn lt 02 0298
08DL + ρRS-X Min 275 -2733 -074 -038 PuϕPn lt 02 0038
08DL + ρRS-X Min 55 -2625 -891 -519 PuϕPn lt 02 0244
08DL + ρRS-Y Max 0 2516 453 1421 PuϕPn lt 02 0254
08DL + ρRS-Y Max 275 2624 036 093 PuϕPn lt 02 0036
08DL + ρRS-Y Max 55 2731 420 1186 PuϕPn lt 02 0224
08DL + ρRS-Y Min 0 -4742 -477 -1350 PuϕPn lt 02 0267
08DL + ρRS-Y Min 275 -4634 -030 -085 PuϕPn lt 02 0048
08DL + ρRS-Y Min 55 -4527 -385 -1239 PuϕPn lt 02 0236
Stress ratio maximum adalah 0334 lt 1 (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
133
e Kapasitas kolom terhadap geser
Tabel 413 Resume gaya geser Kolom 200 x 200 x 8 x 12
V2 kN V3 kN
Vmax 4961 3345
Vmin ‐45461 ‐40182
- Kontrol terhadap geser sumbu x
ϕVn = 09 06 Aw fy
= 09 06 1408 240
= 18247 KN gt 4961 OK
- Kontrol terhadap geser sumbu y
ϕVn = 09 06 Af fy
= 09 06 4512 240
= 584755 KN gt 40182 OK
4244 Balok Komposit 300 x 150 x 65 x 9 ( A = 4678 cm2 )
Ix = 7210 cm4 Zx = 522 cm3
Iy = 508 cm4 Zy = 1042 cm3
Sx = 481 cm3 Lp = 167 m
Sy = 677 cm3 Lr = 497 m
rx = 124 cm Mp = 1253 KN m
ry = 329 cm Mr = 817 KN m
Panjang tidak terkekang laterar = 8 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
134
Tabel 414 Resume Gaya luar envelope balok komposit 300 x 150 x 65 x 9
Load CaseCombo Station P V2 V3 T M2 M3
m kN kN kN kN‐m kN‐m kN‐m
ENVELOPE Max 0175 0030 4867 0030 ‐0009 0012 35372
ENVELOPE Max 0671 0020 5715 0020 ‐0009 0000 32749
ENVELOPE Max 1166 0009 6564 0009 ‐0009 0000 30189
ENVELOPE Max 1662 0000 7412 0000 ‐0009 0000 30289
ENVELOPE Max 2158 0000 8260 0000 ‐0009 0000 29122
ENVELOPE Max 2653 0000 9109 0000 ‐0009 0004 26687
ENVELOPE Max 3149 0000 9957 0000 ‐0009 0018 22986
ENVELOPE Max 3617 0003 17149 0003 0059 0002 15061
ENVELOPE Max 4084 0003 17368 0003 0059 0000 10950
ENVELOPE Max 4552 0002 17587 0002 0059 0000 13087
ENVELOPE Max 5019 0001 17806 0001 0059 0000 15177
ENVELOPE Max 5487 0000 18025 0000 0059 0000 17921
ENVELOPE Max 5955 0000 18244 0000 0059 0000 22012
ENVELOPE Max 6422 0000 18463 0000 0059 0000 26039
ENVELOPE Max 6890 0000 18681 0000 0059 0000 30003
ENVELOPE Max 7357 0000 18900 0000 0059 0001 33905
ENVELOPE Max 7825 0000 19119 0000 0059 0003 37743
ENVELOPE Min 0175 0000 ‐28736 0000 ‐0084 0000 ‐56467
ENVELOPE Min 0671 0000 ‐26180 0000 ‐0084 0000 ‐42857
ENVELOPE Min 1166 0000 ‐23624 0000 ‐0084 ‐0007 ‐30998
ENVELOPE Min 1662 ‐0002 ‐21067 ‐0002 ‐0084 ‐0009 ‐23486
ENVELOPE Min 2158 ‐0013 ‐18511 ‐0013 ‐0084 ‐0005 ‐16393
ENVELOPE Min 2653 ‐0023 ‐15955 ‐0023 ‐0084 0000 ‐9722
ENVELOPE Min 3149 ‐0034 ‐13398 ‐0034 ‐0084 0000 ‐3471
ENVELOPE Min 3617 0000 ‐9354 0000 0007 0000 0930
ENVELOPE Min 4084 0000 ‐9219 0000 0007 0000 1369
ENVELOPE Min 4552 0000 ‐9084 0000 0007 ‐0001 ‐4717
ENVELOPE Min 5019 0000 ‐8950 0000 0007 ‐0001 ‐10866
ENVELOPE Min 5487 0000 ‐8815 0000 0007 ‐0002 ‐17834
ENVELOPE Min 5955 ‐0001 ‐8680 ‐0001 0007 ‐0002 ‐26313
ENVELOPE Min 6422 ‐0002 ‐8546 ‐0002 0007 ‐0001 ‐34895
ENVELOPE Min 6890 ‐0002 ‐8411 ‐0002 0007 0000 ‐43579
ENVELOPE Min 7357 ‐0003 ‐8276 ‐0003 0007 0000 ‐52366
ENVELOPE Min 7825 ‐0004 ‐8142 ‐0004 0007 0000 ‐61255
Didapat M+max 3774 KN m dan M-
max 6125 KN m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
135
a Kontrol momen positif
- menentukan lebar efektif pelat beton ( digunakan Lrelativ )
1 be lt
be lt
be lt 1
2 be lt bo
be lt 1
sehingga digunakan be = 1 meter
akibat adanya lubang pada floor deck maka digunakan bekivalen
bekivalen =
=
= 810 mm
- Menentukan nilai n
Ebeton = 4700 = 4700 radic25 = 23500
Ebaja = 200000
n = = = 851
- Menentukan lebar transformasi penampang beton
=
= 952 cm
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Pelat Beton 11424 6 68544 Floor Deck 1867 945 17646 Profil WF 4678 27 126306
sum 17969 sum 212496
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
136
ẏ = sum
sum =
= 11825 mm
Titik berat berada di pelat beton
a =
=
= 5968 mm
d1 = 05hprofil + tpelat = 150 + 120 = 270 mm
d2 = hprofil ndash ċ = 120 ndash 035 = 11965
ϕMn = 09 As fy ( d1- ӯ )
ϕMn = 09 x [ 4678 x 240 x (270 ndash 2984) +2646 550 (11965 ndash 2984) ]
ϕMn = 24266 + 1176
ϕMn = 25442 KN m gt Mu = 3774 KN m ( OK )
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
137
b Kontrol momen negatif
- Menentukan sumbu netral penampang
Tsr = Asr fyr
= 667 ( 503 ) 400
= 13413334 N
Tfd = As Fu
= 81485 550
= 4481675 N
T = Tsr + Tfd
= 13413334 + 448167
= 58230084 N
Cmax = As fy
= 4678 240
= 1122720 N
Cmax gt T maka titik berat berada pada profil baja
T + Ts = Cmax ndash Ts
2Ts = Cmax ndash T
Ts = 05 (1122720 ndash 58230084)
Ts = 270209 N
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
138
Jika sumbu netral jatuh di sayap maka
b tf fy = Ts
150 tw 240 = 27020958
t =
= 75 mm
- Menghitung garis kerja gaya pusat tekan
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Profil WF 4678 15000 701700 Flens -1125 29625 -333281
sum 3553 sum 36841
ӯ =
= 10369 mm
Momen terhadap garis kerja
Tsr Mn1 = Tsr (d ndash ӯ + ts ndash 24)
= 13413334 ( 300 ndash 10369 + 120 ndash 24 )
= 3920 KN m
Tfr Mn2 = Tfd ( d ndash ӯ + 25 )
= 4481675 ( 300 ndash 10369 + 25)
= 9918 KN m
Ts flens Mn3 = Ts ( d ndash ӯ ndash (752) )
= 270000 ( 300 ndash 10369 ndash 375 )
= 5199 KN m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
139
Mn = Mn1 + Mn2 + Mn3
= 3920 + 9918 + 5199
= 19037 KN m
ϕ Mn = 09 Mn
= 09 19037
= 17133 KN m gt 6125 KN m (OK)
D Dimensi Penghubung Geser (Shear Conector)
Gaya horizontal akibat aksi komposit penuh
Vh = 085 a b = 085 x 5968 x 1000 x 25 = 1268200 N
Digunakan Stud connector ⅝rdquo luas satu buah stud connector adalah
Asc = d2 = 158752 =19801 mm2
Kuat geser satu buah shear connector
Qn = 05 Asc lt Rg Rp Asc fu
Qn = 05 x 19801 x radic25 23500 lt 085 x 075 x 19801 x 550
Qn = 7588676 N lt 69427
Jumlah shear connector yang di butuhkan
N = = = 182 ~ 19 buah untuk setengah bentang
Total kebutuhan shear connector adalah 38 buah untuk semua bentang Jika
dipasang dua buah shear connector pada setiap penampang melintang maka
jarak shear connector adalah
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
140
S = = 421 mm
Smin = 6d = 6 x 15875 = 9525 mm
Smax = 8t = 8 x 120 = 960 mm
Strans = 4d = 4 x 15875 = 635 mm
Sehingga digunakan shear connector 2 x (⅝rdquo x 65 cm) dengan jarak 25 cm
E Kontrol Geser
Menghitung gaya geser ultimate
Vu = 43951 KN
Menghitung gaya geser nominal
ϕVn = 09 (06 fy) h tw
ϕVn = 09 x 06 x 240 x 282 x 65
ϕVn = 23755 KN gt Vu = 43951 (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
141
4245 Balok Komposit 350 x 175 x 7 x 11 ( A = 6314 cm2 )
Ix = 13600 cm4 Zx = 8408 cm3
Iy = 984 cm4 Zy = 1724 cm3
Sx = 775 cm3 Lp = 2 m
Sy = 112 cm3 Lr = 593 m
rx = 147 cm Mp = 2017 KN m
ry = 395 cm Mr = 1317 KN m
Panjang tidak terkekang laterar = 6 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
Tabel 415 Resume Gaya luar envelope balok komposit 350 x 175 x 7 x 11
Load CaseCombo Station P V2 V3 T M2 M3
m kN kN kN kN-m kN-m kN-m
ENVELOPE Max 015 00015 -286870 00000 -00119 00000 -114887
ENVELOPE Max 061 00007 -285538 00000 -00119 00002 17497
ENVELOPE Max 108 00000 -284206 00001 -00119 00003 149271
ENVELOPE Max 154 00000 -282873 00009 -00119 00000 509357
ENVELOPE Max 200 00000 -281541 00017 -00119 00000 1180521
ENVELOPE Max 250 00009 99787 00000 00008 00001 1186148
ENVELOPE Max 300 00000 101228 00000 00008 00003 1190858
ENVELOPE Max 350 00000 102668 00009 00008 00001 1204523
ENVELOPE Max 400 00000 104108 00017 00008 00000 1220570
ENVELOPE Max 446 00009 1540139 00000 01032 00000 560851
ENVELOPE Max 493 00001 1542137 00000 01032 00003 155777
ENVELOPE Max 539 00000 1544136 00007 01032 00002 31225
ENVELOPE Max 585 00000 1546134 00015 01032 00000 -93930
ENVELOPE Min 015 00000 -1602940 -00015 -00945 -00003 -1807980
ENVELOPE Min 061 00000 -1600942 -00007 -00945 00000 -1124508
ENVELOPE Min 108 -00001 -1598944 00000 -00945 00000 -483534
ENVELOPE Min 154 -00009 -1596945 00000 -00945 00000 -72489
ENVELOPE Min 200 -00017 -1594947 00000 -00945 -00006 163564
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
142
Tabel 415 Resume Gaya luar envelope balok komposit 350 x 175 x 7 x 11
(lanjutan)
Load CaseCombo Station P V2 V3 T M2 M3
m kN kN kN kN-m kN-m kN-m
ENVELOPE Min 250 00000 -138749 -00009 -00032 00000 224275
ENVELOPE Min 300 00000 -136409 00000 -00032 00000 283264
ENVELOPE Min 350 -00009 -134068 00000 -00032 00000 259583
ENVELOPE Min 400 -00017 -131728 00000 -00032 -00006 208160
ENVELOPE Min 446 00000 267215 -00009 00146 00000 -14744
ENVELOPE Min 493 00000 268547 -00001 00146 00000 -341901
ENVELOPE Min 539 -00007 269880 00000 00146 00000 -951197
ENVELOPE Min 585 -00015 271212 00000 00146 -00003 -1655771
Didapat M+max 122057 KN m dan M-
max -180798 KN m
a Kontrol momen positif
- menentukan lebar efektif pelat beton
1 be lt
be lt
be lt 075
2 be lt bo
be lt 1
sehingga digunakan be = 075 meter
akibat adanya lubang pada floor deck maka digunakan bekivalen
bekivalen =
= = 614633 mm
- Menentukan nilai n
Ebeton = 4700 = 4700 radic25 = 23500
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
143
Ebaja = 200000
n = = = 851
- Menentukan lebar transformasi penampang beton
=
= 723 cm
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Pelat Beton 864 6 5184 Profil WF 6314 295 186263
sum 16546 sum 253147
ẏ = sum
sum =
= 1592 cm
Titik berat berada di profil baja titik pusat tarik baja profil
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Profil WF 6314 175 11049500 Flens -1925 3445 - 6631625 Web -1974 3249 - 6413526
sum 41916 sum 3776522
ẏ = sum
sum =
= 90097 cm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
144
momen nominal positif
a =
=
= 6311 mm
d1 = h - ӯ + tpelat = 350 - 90 + 120 = 380 mm
d2 = h - ӯ ndash (112) = 350 - 90 - 55 = 2545 mm
d3 = h - ӯ - tf - (2822) = 350 - 90 ndash 11 ndash 141 = 2349 mm
ϕMn = 09 085 a b fcrsquo ( d1- ) + 09 Asf fy (d2) + 09 Asw fy (d3)
ϕMn = 09 x [ 085 x 6311 x 750 x 25 x ( 380 -
) + 11 x 175 x 240 x 2545
+ 282 x 7 x 240 x 2349 ]
ϕMn = 4308 KN m gt Mu = 122057 KN m ( OK )
b Kontrol momen negatif
- Menentukan sumbu netral penampang
Tsr = Asr fyr
= 667 ( 503 ) 400
= 13413334
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
145
Tfd = As Fu
= 595 550
= 327250
T = Tsr + Tfd
= 13413334 + 327250
= 46138334
Cmax = As fy
= 6314 240
= 1515360
Cmax gt T maka titik berat berada pada profil baja
T + Ts = Cmax ndash Ts
2Ts = Cmax ndash T
Ts = 05 (1515360 ndash 46138334)
Ts = 52698833
Jika sumbu netral jatuh di web maka
b tf fy = Ts
h 7 240 = 52698833 ndash (175 11 240)
h =
= 3869 mm
- Menghitung garis kerja gaya pusat tekan
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Profil WF 6314 17500 11049500 Flens -1925 34450 - 6631625 Web -270 31965 - 863068
sum 4119 sum 3554806
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
146
ӯ =
= 8630 mm
Momen terhadap pusat tekan
Tsr Mn1 = Tsr (d ndash ӯ + t ndash 24)
= 13413334 ( 350 ndash 8630 + 120 ndash 24 )
= 48247 KN m
Tfr Mn2 = Tfd ( d ndash ӯ + 25 )
= 327250 ( 350 - 8630 + 25)
= 94477 KN m
Ts flens Mn3 = Tf ( d ndash ӯ ndash (112) )
= 462000 ( 350 ndash 8630 ndash 55 )
= 119288 KN m
Ts web M4 = Tw ( d ndash ӯ ndash 11 ndash (38692) )
= 37464 ( 350 ndash 8630 ndash 11 ndash 1934 )
= 15167 KN m
Mn = Mn1 + Mn2 + Mn3 + Mn4
= 48247 + 94477 + 119288 + 15167
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
147
= 277179 KN m
ϕ Mn = 09 Mn
= 09 277179
= 249461 KN m gt 180798 KN m (OK)
D Dimensi Penghubung Geser (Shear Conector)
Gaya horizontal akibat aksi komposit penuh
Vh = 085 a b = 085 x 6311 x 750 x 25 = 1005816 N
Digunakan Stud connector ⅝rdquo luas satu buah stud connector adalah
Asc = d2 = 158752 =19801 mm2
Kuat geser satu buah shear connector
Qn = 05 Asc lt Rg Rp Asc fu
Qn = 05 x 19801 x radic25 23500 lt 085 x 075 x 19801 x 550
Qn = 7588676 N lt 69427
Jumlah shear connector yang di butuhkan
N = = = 1448 ~ 15 buah untuk setengah bentang
Total kebutuhan shear connector adalah 28 buah untuk semua bentang Jika
dipasang dua buah shear connector pada setiap penampang melintang maka
jarak shear connector adalah
S = = 400 mm
Smin = 6d = 6 x 15875 = 9525 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
148
Smax = 8t = 8 x 120 = 960 mm
Strans = 4d = 4 x 15875 = 635 mm
Sehingga digunakan shear connector 2 x (⅝rdquo x 65 cm) dengan jarak 25
cm
E Kontrol Geser
Menghitung gaya geser ultimate
Vu = 160294
Menghitung gaya geser nominal
ϕVn = 09 (06 fy) h tw
ϕVn = 09 x 06 x 240 x 328 x 7
ϕVn = 29756 KN gt Vu = 160294 KN (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
149
425 Dimensi Sambungan
4251 Sambungan Balok Kolom
1 Sambungan Balok Kolom IWF 350 x 175 x 7 x 11 (ϕMP = 182 KN m)
Gambar 416 Rencana sambungan balok kolom IWF 350 x 175 x 7 x 11
Data geometri sambungan
pfo = 80 pfi = pb = 60 mm
h0 = hpr + pfo = 350 + 80 = 430 mm
h1 = hpr ndash tf ndash pfi = 350 ndash 11 ndash 60 = 279 mm
h2 = hpr ndash tf ndash pfi ndash pb = 350 ndash 11 ndash 60 ndash 60 = 219 mm
g = 95 mm
de = 50 mm
bp = 175 mm
hst = 130 mm -gt Lst = = = 22516 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
150
- Momen rencana sambungan (tebal pelat rencana 24 mm)
Muc = Mp + Vu (Lst + tp)
= 182 + 1603 x ( 22516 + 24 )10-3
= 22194 KN m
- Kontrol tebal end-plate
s =
= radic175 95
= 64468 mm
Yp = lang rang 2 lang rang lang rang
2
1 lang 34rang 2
42
Yp = 279 lang rang 219 lang
rang 430 lang rang
295
279 lang60 3 604
rang 219 64468 604
952
Yp = 113067 + 983126 + 475
Yp = 216129
t =
=
= 2297 lt t (24 mm) (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
151
- Kontrol tebal pelat pengaku
Direncanakan tebal pelat pengaku = 10 mm
tst = 10 mm (hst = 130 mm Lst = 22516 mm)
cek tekuk lokal
lt 056
lt
13 lt 1616 (OK)
- Kontrol Sambungan Baut
Digunakan baut A325 M20 (Ab = 31428 mm2 )
Tegangan nominal tarik baut bergantung pada gaya geser ultimate
fnt = 620 MPa
fnv = 372 MPa
frv =
=
= 51 MPa
fnrsquo = 13 fnt -
frv lt fnt
fnrsquo = 13 x 620 -
x 51 lt 620
fnrsquo = 693 lt 620
sehingga tegangan tarik maximum yang digunakan adalah 620 MPa
momen tahanan sambungan baut adalah
ϕMnp = 2ϕPt sum
= 2ϕPt (h0 + h1 + h2)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
152
= 2 075 31428 620 ( 430 + 279 + 219 )
= 271236 KN m gt Muc = 22194 KN m (OK)
- Kontrol las
Digunakan las dengan tebal las maximum yaitu
tlas 1 = 6 mm untuk las vertical
tlas 2 = 9 mm untuk las horizontal
Menentukan tiitk berat las
Las
(i)
1 2hst tlas 1 = 1560 = 424
2 2b2 tlas 2 = 1377 = 3635
3 2b1 tlas 2 = 1404 = 3435
4 2h1 tlas 1 = 3936 = 184
5 2b1 tlas 2 = 1404 = 245
6 2b2 tlas 2 = 1377 = 45
sum A = 9681
61965
2409072sum AY =
05tlas
tf + 15tlas 34398
hpr ‐ tf + tlas 482274
05hpr + tlas 724224
hpr + 05hst + tlas 661440
hpr + 15tlas 5005395
Luas (Ai) Jarak ke sumbu x (yi) Ai x yi
(mm2) (mm) mm
3
h1 = hpr ndash 2tf
= 350 ndash 211
= 328 mm
b1 = 05 [be - tw - 2tlas)
= 05 [175 ndash 7 ndash 26]
= 78 mm
b2 = 05 [be ndash tst - 2tlas)
= 05 [175 ndash 10 ndash 26]
= 765 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
153
ӯ = sumAy
sumA =
2409072 = 248845 mm
kekuatan las
fEXX = 490 MPa (E60)
ϕRn = 075 te 06 fEXX
= 075 x 0707 x 6 x 06 x 490
= 93536 N
Kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 7 x 06 x 370
= 11655 N
Kekuatan las menentukan kekuatan sambungan las dipengaruhi oleh geser
dan lentur sehingga tegangan geser untuk lentur
frv = = = 1655 MPa
fn =
= 490 1655
= 4897 MPa
Momen lentur nominal las
ϕfu = 075 0707 06 fEXX
= 075 x 0707 x 06 x 4897
= 155804 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
154
momen plastis terhadap garis netral adalah
Mn = 22914 KN m gt Muc = 22194 KN m (OK)
Las Luas (Ai) ϕfu Gaya Las
(i) (mm2) Mpa KN
1 1560 155804 2430542 1377 155804 2145423 1404 155804 2187494 3936 155804 6132455 1404 155804 2187496 1377 155804 214542
397664907552422
229140sum Mn
01150095006502240244
Mn
KN m425722459820706
Lengan kopel
m0175
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
155
2 Sambungan Balok Kolom IWF 300 x 150 x 65 x 9 (ϕMP = 113 KN m)
Gambar 417 Rencana sambungan balok kolom IWF 300 x 150 x 65 x 9
Data geometri sambungan
pfo = 80 pfi = 60 mm
h0 = hpr + pfo = 300 + 80 = 380 mm
h1 = hpr ndash tf ndash pfi = 300 ndash 9 ndash 60 = 231 mm
g = 70 mm
de = 75 mm
bp = 150 mm
hst = 155 mm -gt Lst = = 26846mm
- Momen rencana sambungan (tebal pelat rencana 24 mm)
Muc = Mp + Vu (Lst + tp)
= 113 + 285 x ( 26846 + 14 )10-3
= 12105 KN m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
156
- Kontrol tebal end-plate
s =
= radic150 70
= 51234 mm
Yp = lang rang lang rang
2
1lang rang 0
Yp = 231 lang
rang 380 lang
rang
270
231lang51234 51234rang 380 75 80
Yp = 131069 + 235914
Yp = 366983
t =
=
= 1302 lt t (14 mm) (OK)
- Kontrol tebal pelat pengaku
Direncanakan tebal pelat pengaku = 10 mm
tst = 10 mm (hst = 155 mm Lst = 26846 mm)
cek tekuk lokal
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
157
lt 056
lt
155 lt 1616 (OK)
- Kontrol Sambungan Baut
Digunakan baut A325 M20 (Ab = 31428 mm2 )
Tegangan nominal tarik baut bergantung pada gaya geser ultimate
fnt = 620 MPa
fnv = 372 MPa
frv =
=
= 16 MPa
fnrsquo = 13 fnt -
frv lt fnt
fnrsquo = 13 x 620 -
x 16 lt 620
fnrsquo = 770 lt 620
sehingga tegangan tarik maximum yang digunakan adalah 620 MPa
momen tahanan sambungan baut adalah
ϕMnp = 2ϕPt sum
= 2ϕPt (h0 + h1)
= 2 075 31428 620 ( 380 + 231)
= 17858 KN m gt Muc = 12105 KN m (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
158
- Kontrol las
Digunakan las dengan tebal las maximum yaitu
tlas 1 = 6 mm untuk las vertical
tlas 2 = 7 mm untuk las horizontal
Menentukan tiitk berat las
ӯ = sumAy
sumA =
1999635 = 228190 mm
Las
(i)
1 2hst tlas 1 = 1860 = 3865
2 2b2 tlas 2 = 1152 = 3135
3 2b1 tlas 2 = 11835 = 2955
4 2h1 tlas 1 = 3384 = 159
5 2b1 tlas 2 = 11835 = 225
6 2b2 tlas 2 = 1152 = 45
sum A = 8763
tf + 15tlas 2662875
05tlas 5184
sum AY = 1999635
hpr ‐ tf + tlas 34972425
05hpr + tlas 538056
hpr + 05hst + tlas 718890
hpr + 15tlas 361152
Luas (Ai) Jarak ke sumbu x (yi) Ai x yi
(mm2) (mm) mm
3
h1 = hpr ndash 2tf
= 300 ndash 29
= 282 mm
b1 = 05 [be - tw - 2tlas)
= 05 [150ndash 65 ndash 26]
= 6575 mm
b2 = 05 [be ndash tst - 2tlas)
= 05 [150 ndash 10 ndash 26]
= 64 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
159
kekuatan las
fEXX = 490 MPa
ϕRn = 075 te 06 fEXX
= 075 x 0707 x 6 x 06 x 490
= 935361 N
Kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 65 x 06 x 370
= 108225 N
Kekuatan las menentukan kekuatan sambungan las dipengaruhi oleh geser
dan lentur sehingga tegangan geser untuk lentur
frv = = = 325 MPa
fn =
= 490 325
= 4899 MPa
Momen lentur nominal las
ϕfu = 075 0707 06 fEXX
= 075 x 0707 x 06 x 4899
= 155861 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
160
momen plastis terhadap garis netral adalah
Mn = 188227 KN m gt Muc = 12105 KN m (OK)
Las Luas (Ai) ϕfu Gaya Las
(i) (mm2) Mpa KN
1 1860 155861 2899012 1152 155861 1795523 11835 155861 1844614 3384 155861 5274345 11835 155861 1844616 1152 155861 179552
sum Mn 188227
0069 364930206 379420224 40164
0158 458940085 153170067 12416
Lengan kopel Mn
m KN m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
161
4251 Sambungan Balok Balok
1 Sambungan Balok Balok IWF 300 x 150 x 65 x 9 (ϕVn = 2527 KN m)
Gambar 418 Rencana sambungan balok balok IWF 300 x 150 x 65 x 9
Dicoba 5 buah baut M16 (AB = 20114 mm2) dengan tebal pelat 8 mm
fnv = 372 MPa
Kekuatan geser baut
ϕRn = 075 fn AB
= 075 x 372 x 20114
= 5611 KN
Kekuatan tumpuan baut
ϕRn = 12 lc t fu lt 24 d t fu
ϕRn = 12 x 32 x 8 x 370 lt 24 x 16 x 8 x 37
ϕRn = 113664 lt 113664
Jumlah baut perlu
nBAUT =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
162
=
= 45 ~ 5 baut
Untuk baut diameter 16 jarak ke tepi
Jarak minimum = 22 mm (tabel 227)
Jarak maximum = 12 tmin = 12x 6 = 72 mm
Diambil 34 mm
Untuk baut diameter 16 jarak antar baut
Jarak minimum = 3d = 3 x 16 = 48 mm
Jarak maximum = 14 tmin = 14 x 6 = 84 mm
Diambil 50 mm
Kontrol Pelat
ϕVn = 09 x 06 x Ag x fy
= 09 x 06 x 268 x 8 x 240
= 2778 KN gt 2527 KN
Kontrol Las
kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 65 x 06 x 370
= 1082 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
163
kekuatan las transversal
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490
= 779467 Nmm
kekuatan las longitudinal
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490 x ( 1 + 05sin15 90 )
= 116920 Nmm
Sehingga kekuatan sambungan las adalah
P =sum ϕRn min x L
= 779467 x 268 + 1082 x 1295
= 349 KN gt 2527 KN (OK)
Gambar 419 Detail sambungan balok balok IWF 300 x 150 x 65 x 9
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
164
2 Sambungan Balok Balok IWF 250 x 125 x 6 x 9 (ϕVn = 1944 KN m)
Gambar 420 Rencana sambungan balok balok IWF 250 x 125 x 6 x 9
Dicoba 4 buah baut M16 (AB = 20114 mm2) dengan tebal pelat 8 mm
fnv = 372 MPa
Kekuatan geser baut
ϕRn = 075 fn AB
= 075 x 372 x 20114
= 5611 KN
Kekuatan tumpuan baut
ϕRn = 12 lc t fu lt 24 d t fu
ϕRn = 12 x 32 x 8 x 370 lt 24 x 16 x 8 x 370
ϕRn = 113664 lt 113664
Jumlah baut perlu
nBAUT =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
165
=
= 346 ~ 4 baut
Untuk baut diameter 16 jarak ke tepi
Jarak minimum = 22 mm (tabel 227)
Jarak maximum = 12 tmin = 12x 6 = 72 mm
Diambil 34 mm
Untuk baut diameter 16 jarak antar baut
Jarak minimum = 3d = 3 x 16 = 48 mm
Jarak maximum = 14 tmin = 14 x 6 = 84 mm
Diambil 50 mm
Kontrol Pelat
ϕVn = 09 x 06 x Ag x fy
= 09 x 06 x 218 x 8 x 240
= 22602 KN gt 1944 KN
Kontrol Las
kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 6 x 06 x 370
= 999 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
166
kekuatan las transversal
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490
= 779467 Nmm
kekuatan las longitudinal
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490 x ( 1 + 05sin15 90 )
= 116920 Nmm
Sehingga kekuatan sambungan las adalah
P =sum ϕRn min x L
= 779467 x 268 + 999 x 1295
= 33826 KN gt 1944 KN (OK)
Gambar 421 Detail sambungan balok balok IWF IWF 250 x 125 x 6 x 9
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
167
3 Sambungan Balok Balok IWF 200 x 100 x 55 x 8 (ϕVn = 1422 KN m)
Gambar 422 Rencana sambungan balok balok IWF 200 x 100 x 55 x 8
Dicoba 3 buah baut M16 (AB = 20114 mm2) dengan tebal pelat pengaku 8 mm
fnv = 372 MPa
Kekuatan geser baut
ϕRn = 075 fn AB
= 075 x 372 x 20114
= 5611 KN
Kekuatan tumpuan baut
ϕRn = 12 lc t fu lt 24 d t fu
ϕRn = 12 x 32 x 8 x 370 lt 24 x 16 x 8 x 370
ϕRn = 113664 lt 113664
Jumlah baut perlu
nBAUT =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
168
=
= 253 ~ 3 baut
Untuk baut diameter 16 jarak ke tepi
Jarak minimum = 22 mm (tabel 227)
Jarak maximum = 12 tmin = 12 x 6 = 72 mm
Diambil 34 mm
Untuk baut diameter 16 jarak antar baut
Jarak minimum = 3d = 3 x 16 = 48 mm
Jarak maximum = 14 tmin = 14 x 6 = 84 mm
Diambil 50 mm
Kontrol Pelat
ϕVn = 09 x 06 x Ag x fy
= 09 x 06 x 168 x 8 x 240
= 174 KN gt 1422 KN
Kontrol Las
kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 55 x 06 x 370
= 91575 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
169
kekuatan las
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490
= 779467 Nmm
Sehingga kekuatan sambungan las adalah
P = ϕRn min x L
= 779467 x 268
= 20889 KN gt 158 KN (OK)
Gambar 423 Detail sambungan balok balok IWF 200 x 100 x 55 x 8
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
170
4 Sambungan Balok Balok L 70 x 70 x 7 (ϕVn = 635 KN m)
Gambar 424 Rencana sambungan balok balok L 70 x 70 x 7
Kontrol las dengan tebal 5 mm
kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 6 x 06 x 370
= 999 Nmm
kekuatan las
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490
= 779467 Nmm
Sehingga kekuatan sambungan las adalah
P = ϕRn min x L
= 779467 x 110
= 8574 KN gt 635KN (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
171
BAB V
KESIMPULAN DAN SARAN
51 Kesimpulan
Dari hasil perhitungan dan analisa yangtelah dilakukan maka dapat diambil
kesimpulansebagai berikut
1 Dari hasil analisa perhitungan struktur sekunder didapatkan
Pelat lantai elevasi + 580 menggunakan Bondex LYSAGHT
INDONESIA BMT = 07 mm dengan tebal plat beton 120 mm dan untuk
elevasi lain nya digunakan pelat chekered t = 45 mm dengan siku L 70 x
70 x 7 sebagai pengaku
Balok anak lantai pabrik
1 WF 250 x 125 x 6 x 9 untuk elevasi + 580 m
2 WF 200 x 100 x 55 x 8 untuk elevasi yang lain
Gording dengan profil CNP 150 x 50 x 20 x 32
Sagrod Oslash 10 mm
Ikatan angin Oslash 22 mm
Balok tangga UNP 200 x 80 x 75 x 11
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
172
2 Dari hasil analisa perhitungan struktur primer didapatkan
Kolom 350 x 350 x 12 x 19 untuk elevasi +000 sd +1640 pada portal 7
portal 6 dan portal 5
Kolom 300 x 300 x 10 x 15 untuk portal 12 portal 11 portal 10 portal 8
dan portal 7 portal 6 portal 5 dari elevasi +1640 sd +3550
Kolom 200 x 200 x 8 x 12 untuk kolom pendukung pada portal 8 dan 9
Balok 350 x 175 x 7 x 11 komposit untuk elevasi +580
Balok 350 x 175 x 7 x 11 untuk balok atap
Balok 300 x 150 x 65 x 9 komposit untuk balok induk semua elevasi
sesuai gambar kerja
3 Rekapitulasi gaya pada struktur
Tabel 51 Resume gaya luar dan stress ratio kolom
No Dimensi Profil Pu Mux Muy ϕPn ϕMnx ϕMny Stress
Ratio KN KN m KN m KN KN m KN m
1 350 x 350 x 12 x 19 -171412 -7624 -5979 308307 51924 25377 0938
2 300 x 300 x 10 x 15 -54867 -7138 -1717 238600 31937 14724 0710
3 200 x 200 x 8 x 12 -5225 -1217 -612 69605 9547 5244 0334
Tabel 52 Resume gaya luar dan stress ratio balok komposit
No Dimensi Profil M+
max M-max ϕM+ ϕM-
KN m Stress
Ratio (M+) Stress Ratio
(M+) KN m KN m KN m
1 350 x 175 x 7 x 11 122057 180798 43080 249461 0283 0724
2 300 x 150 x 65 x 9 3774 6125 25442 17133 0148 0357
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
173
52 Saran
Perencanaan struktur harus mempertimbangkan aspek teknis ekonomi dan
estetika Pemodelan yang sederhana dapat mempermudah pekerjaan analisa
struktur dan diharapkan hasil yang mendekati kondisi sesungguhnya Perlu
dilakukan analisa geoteknik untuk menentukan titik jepit sesungguhnya agar
mendapatkan hasil prilaku struktur yang sebenarnya
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
188
DAFTAR PUSTAKA
Anonim1 1983 Peraturan Pembebanan Indonesia untuk Gedung 1983
Yayasan Lembaga Penyelidikan Masalah Bangunan
Anonim2 2002 Tatacara Perencanaan Struktur Beton Untuk Bangunan Gedung
SNI 03-2478-2002 Badan Standardisasi Nasional
Anonim3 2012 Tata Cara Perencanaan Ketahanan Gempa Untuk Struktur
Bangunan Gedung Dan Non Gedung SNI-1726-2012 Badan
Standardisasi Nasional
Anonim4 2015 Spesifikasi untuk bangunan baja gedung baja struktural SNI
1729-2015 Badan Standardisasi Nasional
Asroni A 2010 Balok dan Pelat Beton Bertulang Yogyakarta Graha Ilmu
Dewobroto Wiryanto 2015 Struktur Baja Perilaku Analisis Dan
Disain ndash AISC 2010 Tangerang LUMINA Press
Fakhrur Rozi Muhammad 2014 ldquoPengaruh Panjang Daerah Pemasangan Shear
Connector Pada Balok Komposit Terhadap Kuat Lenturrdquo Jurnal Rekayasa
Teknik Sipil Vol 2 No 2 4
Oentoeng 1999 Konstruksi Baja Yogyakarta ANDI
Salmon CG dkk 1995 Struktur Baja Disain Dan Perilaku Jakarta Erlangga
Schueller Wolfgang 1989 Struktur Bangunan Bertingkat Tinggi
Bandung PT ERESCO
Schodek Daniel L 1991 Struktur Bandung PT ERESCO
Setiawan Agus 2008 Perencanaan Struktur Baja dengan Metode LRFD
Jakarta Erlangga
Smith JC Structural Steel Design LRFD Approach Canada Jhon Wlwy amp
Sons 1991
Park R 1989 Evaluation of Ductility of Structures And Structural Assemblages
From Laboratory TestingBulletin of the New Zealand National Society for
Earthquake Engineering Vol 22 No 3 Sepetember 1989New Zealand
University of Canterbury
McComarc JC Structural Steel Design New York Harper amp Row 1981
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xvi
Murray TM dan SummerEA 2003 ldquoExtended End-Plate Moment Connections
Seismic and Wind Applications 2nd Editionrdquo Steel Design Guide Series -
4 American Institute of Steel Construction Inc
Wijaya PK Panjang efektif Untuk Tekuk Torsi Lateral Pada Balok Baja
Dengan Penampang I Konferensi Nasional Teknik Sipil 7 2013
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
- Cover
- Abstrak
- KATA PENGANTAR
- DAFTAR ISI
- BAB I
- BAB II
- BAB III
- BAB IV
- BAB V
- Daftar Pustaka
-
x
Tabel 48 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 350 x 350 x 12 x 19 123
Tabel 49 Resume gaya geser Kolom 350 x 350 x 12 x 19 125
Tabel 410 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 300 x 300 x 10 x 15 127
Tabel 411 Resume gaya geser Kolom 300 x 300 x 10 x 15 129
Tabel 412 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 200 x 200 x 8 x 12 131
Tabel 413 Resume gaya geser Kolom 200 x 200 x 8 x 12 133
Tabel 414 Resume Gaya luar envelope balok komposit 300 x 150 x 65 x 9 134
Tabel 415 Resume Gaya luar envelope balok komposit 350 x 175 x 7 x 11 141
Tabel 51 Resume gaya luar dan stress ratio kolom 172
Tabel 52 Resume gaya luar dan stress ratio balok komposit 172
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xi
DAFTAR GAMBAR
Gambar 21 Jalur Cincin Api dan Gunung Berapi Sebagai Pusat Gempa 14
Gambar 22 Peta Gempa Pada SNI 1726 2012 14
Gambar 23 Respon Spektrum Gempa Rencana Wilayah Medan (SNI-03-
1726-2012) 17
Gambar 24 Penentuan simpangan antar lantai 36
Gambar 25 Diagram tegangan momen positif floor deck 39
Gambar 26 Diagram tegangan momen negatif floor deck 41
Gambar 27 Kuat Momen Lentur Nominal Akibat Tekuk Torsi Lateral 45
Gambar 28 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan
ẏ lt (ts - hfd) 50
Gambar 29 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan
ẏ gt (ts - hfd) 50
Gambar 210 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan
ẏ lt (ts + tf) 52
Gambar 211 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan
ẏ gt (ts + tf) 53
Gambar 212 Diagram tegangan balok komposit momen negatif dengan
ts gt ẏ gt (ts + tf) 55
Gambar 213 Diagram tegangan balok komposit momen negatif dengan
ẏ gt (ts + tf) 56
Gambar 214 Tebal efektif las sudut 60
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xii
Gambar 215 Panjang las longitudinal 61
Gambar 216 Momen plastis siklik pada sambungan pemikul momen 63
Gambar 217 Sambungan pemikul momen menurut AISC 2003 67
Gambar 218 Lokasi sendi plastis 68
Gambar 219 Menentukan Muc 68
Gambar 220 Geometri sambungan end-plate 68
Gambar 221 Momen kopel baut tarik terhadap sayap tekan 69
Gambar 222 Sambungan balok anak ke balok induk 72
Gambar 223 Pengaruh Orde ke-2 (AISC 2010) 74
Gambar 31 Diagram Alir Penelitian 79
Gambar 41 Tributari area elevasi +580 m 83
Gambar 42 Distribusi momen untuk pelat satu arah 84
Gambar 43 Diagram tegangan momen kopel (positif) floor deck 84
Gambar 44 Diagram tegangan momen kopel (negatif) floor deck 85
Gambar 45 Tributari area elevasi +1070 m 91
Gambar 46 Distribusi momen untuk pelat satu arah 92
Gambar 47 Rencana atap elevasi +1250 m dan +3550 m 97
Gambar 48 Kecepatan angin 98
Gambar 49 Rencana sagrod 103
Gambar 410 Tributari area ikatan angin 105
Gambar 411 Rencana tangga 108
Gambar 412 Respon spectra rencana 113
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xiii
Gambar 413 Beban notional pada etabs 2015 118
Gambar 414 Grafik simpangan antar lantai VS elevasi akibat gempa ndash X 120
Gambar 415 Grafik simpangan antar lantai VS elevasi akibat gempa ndash Y 121
Gambar 416 Rencana sambungan balok kolom IWF 350 x 175 x 7 x 11 149
Gambar 417 Rencana sambungan balok kolom IWF 300 x 150 x 65 x 9 155
Gambar 418 Rencana sambungan balok balok IWF 300 x 150 x 65 x 9 161
Gambar 419 Detail sambungan balok balok IWF 300 x 150 x 65 x 9 163
Gambar 420 Rencana sambungan balok balok IWF 250 x 125 x 6 x 9 164
Gambar 421 Detail sambungan balok balok IWF IWF 250 x 125 x 6 x 9 166
Gambar 422 Rencana sambungan balok balok IWF 200 x 100 x 55 x 8 167
Gambar 423 Detail sambungan balok balok IWF 200 x 100 x 55 x 8 169
Gambar 424 Rencana sambungan balok balok L 70 x 70 x 7 170
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xiv
DAFTAR NOTASI
A luas penampang beton (mm2)
A B luas penampang baut (mm2)
As luas tulangan tarik (mm2)
Asrsquo luas tulangan tekan (mm2)
Av luas tulangan geser dalam daerah sejarak s (mm2)
Aw luas badan profil
Cb faktor midifikasi tekuk torsi lateral untuk diagram momen tidak merata
Cd faktor amplifikasi defleksi
Cu koefisien batas prioda struktur
Cs koefisien respons seismik
Ct koefisien prioda struktur pendekatan
Cw konstanta warping
Eh gaya gempa horizontal
Ev gaya gempa vertikal
Es modulus elastisitas baja (MPa)
Ec modulus elastisitas beton (MPa)
I momen inersia (mm4)
Ie faktor keutamaan gempa
J konstanta torsi
K koefisien panjang efektif
Lp panjang plastis
Lr panjang batas untuk kondisi inelastis
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xv
Lb panjang profil tak terkekang
Mu momen maksimum pada komponen struktur (Nmm)
Mn momen tahanan nominal profilpenampang
Mux momen lentur terfaktor terhadap sumbu-x
Muy momen lentur terfaktor terhadap sumbu-y
Muc momen rencana sambungan
Mnx kuat nominal lentur penampang terhadap sumbu-x
Mny kuat nominal lentur penampang terhadap sumbu-y
N jumlah tingkat
Ni gaya notional yang bekerja pada level i
Pr gaya tekan hasil kombinasi LRFD
Pe gaya menurut euler
Pn gaya terkoreksi menurut SNI 1729 2015
Ptr Kuat tarik baut
R faktor modifikasi respons
SDS parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang perioda
pendek
S1 parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang sebesar
10 detik
Ta waktu getar struktur pendekatan
Tc waktu getar struktur analisa modal
nV kuat geser nominal (N)
Vu gaya geser hasil kombinasi LRFD
V1 gaya geser dasar nominal sebagai respons dinamik ragam yang
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xvi
pertama saja
Vt gaya geser dasar nominal yang didapat dari hasil analisis ragam
spektrum respons yang telah dilakukan
W berat seismik efektif
Y konstanta tebal end-plate
a tinggi blok tegangan (mm)
b lebar balok (mm)
c jarak serat tekan terluar ke garis netral (mm)
cv koefisien geser
d jarak dari serat tekan terluar ke titik berat tulangan tarik tinggi efektif (mm)
drsquo jarak dari serat tekan terluar ke titik berat tulangan tekan (mm)
g percepatan grafitasi
hfd tinggi floor deck
frsquoc kuat tekan beton (MPa)
ffd tegangan floor deck
fy tegangan leleh baja (MPa)
fnt tegangan tarik baut (MPa)
fnv tegangan geser baut (MPa)
h tinggi balok (mm)
kv koefisien tekuk geser pelat badan
qDL beban akibat berat sendiri (kNm)
qLL beban akibat beban hidup (kNm)
qWL beban akibat tekanan angin (kNm)
r jari jari inersia (mm4)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xvii
Δ defleksi pada elemen global
1 konstanta yang merupakan fungsi dari kelas kuat beton
δ defleksi pada elemen lokal
λ kelangsingan =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
1
BAB I
PENDAHULUAN
11 Latar Belakang
Perkembangan industri pengolahan kelapa sawit yang pesat di
Indonesia khususnya sumatera utara ahkir ahkir ini memicu pertumbuhan dan
pembangunan pabrik refinery (pemurnian) dan Fraksinasi (pemisahan) kelapa
sawit dimana pabrik refinery dan fraksinasi tersebut mendorong para
perencana bangunan untuk membuat bangunan pabrik tingkat tinggi yang
tahan gempa Dimana berdasarkan geografis Indonesia terletak di antara dua
lempeng dunia yang aktif yaitu Eurasia dan Australia Hal ini
mengkibatkan Indonesia merupakan daerah rawan gempa Akhir ndash akhir ini
gempa yang mengguncang pulau sumatera terjadi dalam skala besar tahun
2004 gempa Aceh (26 desember Skala 92) yang disertai Tsunami dan gempa
padang (30 September 2009 Skala 76) yang masih sering terjadi hingga saat
ini sehingga mengakibatkan kerusakan pada bangunan tingkat tinggi yang
cukup parah
Kondisi itu menyadarkan kita bahwa Indonesia merupakan daerah
rawan terjadinya gempa Untuk mengurangi resiko bencana yang terjadi
diperlukan konstruksi bangunan tahan gempa Hal ini pula yang menuntut
seorang perencana agar membuat perencanaan struktur bangunan tingkat tinggi
agar dapat menahan gaya yang diakibatkan oleh gempa bumi tersebut
Struktur yang kuat biasanya memiliki dimensi yang besar tetapi tidak
ekonomis jika diterapkan pada bangunan bertingkat tinggi Perhitungan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
2
dimensi biasanya didasarkan pada kolom atau balok struktur yang menanggung
beban paling besar Untuk mendapatkan dimensi penampang yang optimal
maka besar gaya-gaya yang bekerja pada struktur perlu diketahui analisa balok
maupun kolom
Dengan adanya pengaruh beban-beban yang bekerja maka kapasitas
momen akan dideformasikan merata ke seluruh elemen Apabila struktur lentur
maka pembebanan pada balok perlu diperhitungkan deformasi momennya
Tugas akhir ini merupakan studi untuk merencanakan bangunan tingkat
tinggi dengan struktur baja Dimana bangunan tingkat tinggi tersebut harus
mampu bertahan terhadap gaya gempa dan gaya grafitasi yang terjadi
12 Perumusan Masalah
Dari latar belakang dapat dirumuskan suatu permasalahan sebagai berikut
1 Bagaimana merencanakan dimensi gording terhadap momen akibat gaya
grafitasi dan angin
2 Bagaimana merencanakan tebal floor deck terhadap momen akibat gaya
grafitasi
3 Bagaimana merencanakan dimensi balok anak terhadap momen akibat
gaya grafitasi
4 Bagaimana merencanakan tangga terhadap momen akibat gaya grafitasi
5 Bagaimana merencanakan lantai dengan checkered mild steel
6 Bagaimana merencanakan dimensi kolom dan dimensi balok pada sistem
rangka pemikul momen akibat gaya gravitasi dan gaya gempa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
3
7 Bagaimana pemodelan dan menganalisa struktur dengan menggunakan
program bantu ETABS 2015
13 Tujuan Penelitian
Adapun maksud dan tujuan penulisan tugas akhir ini adalah
1 Merencanakan dimensi gording terhadap momen akibat gaya grafitasi dan
angin
2 Merencanakan tebal floor deck terhadap momen akibat gaya grafitasi
3 Merencanakan dimensi balok anak terhadap momen akibat gaya grafitasi
4 Merencanakan tangga terhadap momen akibat gaya grafitasi
5 Merencanakan lantai dengan checkered mild steel
6 Merencanakan dimensi kolom dan dimensi balok pada sistem rangka
pemikul momen akibat gaya gravitasi dan gaya gempa
7 Memodelan dan menganalisa struktur dengan menggunakan program bantu
ETABS 2015
14 Mamfaat Penelitian
Tugas akhir ini diharapkan dapat menambah ilmu dan pengetahuan tentang
perencanaan struktur baja pada bangunan yang berfungsi sebagai pabrik dengan
SNI-03-1729-2015 dan SNI-03-1726-2012
15 Pembatasan masalah
Dalam penelitian ini permasalahan dibatasi ruang lingkupnya agar tidak
terlalu luas Pembatasan masalah meliputi
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
4
a Gaya yang bekerja pada struktur utama adalah gaya gravitasi dan gempa
b Tekanan angin pada atap dihitung antara kecepatan angin maximum atau
tekanan minimum
c Jumlah Lantai 8 tingkat
d Fungsi bangunan adalah sebagai pabrik
e Mesin mempunyai struktur dan pondasi sendiri
f Gedung terletak di medan dan digunakan respons spectrum kota medan
pada SNI-03-1726-2012 pada jenis tanah keras
g Tidak meninjau struktur bawah
h Mengunakan pedoman perencanaan pembebanan untuk rumah dan gedung
(SKBI-1353-1987) sebagai acuan beban gravitasi dan beban angin
16 Sistematika Penulisan
BAB I Pendahuluan
Bab ini mencakup latar belakang penelitian tujuan penelitian
pembatasan masalah mekanisme percobaan metodologi penelitian
manfaat penelitian dan sistematika penulisan
BAB II Dasar teori
Pada bab ini berisikan tentang dasar-dasar teori yang berkaitan tentang
penelitian
BAB III Metode perencanaan
Pada bab ini berisikan tentang data spesifikasi dan perencanaan mutu
baja yang digunakan mutu beton yang di gunakan spefisikasi teknis
yang di gunakan dan metode perencanaan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
5
BAB IV Hasil dan Pembahasan
Pada bab ini membahas tentang hasil dari perencanaan struktur
sekunde perencanaan sistem rangka utama shear conector sambungan
dan gambar teknik
BAB V Kesimpulan dan Saran
Pada bab ini berisikan kesimpulan dari hasil penelitian yang diperoleh
dan saran-saran mengenai penelitian yang dilakukan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
6
BAB II
DASAR TEORI
21 Dasar Perencanaan
211 Jenis Pembebanan
Perencanakan struktur pada suatu bangunan bertingkat berdasarkan pada
gaya gaya yang akan bekerja pada bangunan tersebut struktur yang didisain harus
mampu mendukung berat bangunan beban hidup akibat fungsi bangunan tekanan
angin maupun beban khusus berupa gempa dll Beban-beban yang bekerja pada
struktur dihitung menurut Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983
2111 Beban Mati (qDL)
Beban mati adalah berat dari semua bagian dari suatu gedung yang bersifat tetap
termasuk segala unsur tambahan penyelesaianndashpenyelesaian mesin mesin serta
peralatan tetap yang merupakan bagian tak terpisahkan dari gedung ituUntuk
merencanakan gedung ini beban mati yang terdiri dari berat sendiri bahan
bangunan dan komponen gedung adalah
Tabel 21 Berat jenis bahan bangunan
No Material Berat Keterangan 1 Baja 7850 kgm3
2 Batu alam 2600 kgm3
3 Batu belah batu bulatbatu gunung 1500 kgm3 berat tumpuk 4 Batu karang 700 kgm3 berat tumpuk
5 Batu pecah 1450 kgm3
6 Besi tuang 7250 kgm3
7 Beton 2200 kgm3
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
7
Tabel 21 Berat jenis bahan bangunan (lanjutan)
No Material Berat Keterangan 8 Beton bertulang 2400 kgm3
9 Kayu 1000 kgm3 kelas I
10 Kerikil koral 1650 kgm3 kering udara sampai
11 Pasangan bata merah 1700 kgm3
12 Pasangan batu belah batu bulat 2200 kgm3
13 Pasangan batu cetak 2200 kgm3
14 Pasangan batu karang 1450 kgm3
15 Pasir 1600 kgm3 kering udara sampai
16 Pasir 1800 kgm3 jenuh air
17 Pasir kerikil koral 1850 kgm3 kering udara sampai
18 Tanah lempung dan lanau 1700 kgm3 kering udara sampai
19 Tanah lempung dan lanau 2000 kgm3 basah
20 Timah hitam timbel) 11400 kgm3
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
Tabel 22 Beban Mati Tambahan (komponen gedung)
No Material Berat Keterangan
1 Adukan per cm tebal
21
kgm2
- dari semen
- dari kapur semen merahtras 17 kgm2
2 Aspal per cm tebal 14 kgm2
3 Dinding pasangan bata merah
450
kgm2
- satu batu
- setengah batu 250 kgm2
4
Dinding pasangan batako - berlubang tebal dinding 20 cm (HB 20) tebal dinding 10 cm (HB 10)
200120
kgm2
kgm2
- tanpa lubang tebal dinding 15 cm tebal dinding 10 cm
300
200
kgm2
kgm2
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
8
Tabel 22 Beban mati tambahan (komponen gedung) (lanjutan)
No Material Berat Keterangan
5
Langit-langit amp dinding terdiri
- semen asbes (eternit) tebal
maks 4 mm
- kaca tebal 3-5 mm
11
10
kgm2
kgm2
termasuk rusuk-rusuk
tanpa pengantung atau
pengaku
6 Lantai kayu sederhana dengan 40 kgm2 tanpa langit-langit bentang
7 Penggantung langit-langit (kayu) 7 kgm2 bentang maks 5 m jarak
8 Penutup atap genteng 50 kgm2 dengan reng dan usuk kaso
9 Penutup atap sirap 40 kgm2 dengan reng dan usuk kaso
10 Penutup atap seng gelombang 10 kgm2 tanpa usuk
11 Penutup lantai ubin cm tebal 24 kgm2 ubin semen portland teraso
12 Semen asbes gelombang (5 mm) 11 kgm2
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
2112 Beban Hidup (qLL)
Beban hidup adalah semua beban yang terjadi akibat penghuni atau pengguna suatu
gedung termasuk beban ndash beban pada lantai yang berasal dari barang ndash barang yang
dapat berpindah mesin ndash mesin serta peralatan yang merupakan bagian yang tidak
terpisahkan dari gedung dan dapat diganti selama masa hidup dari gedung itu
sehingga mengakibatkan perubahan pembebanan lantai dan atap tersebut
Khususnya pada atap beban hidup dapat termasuk beban yang berasal dari air hujan
(PPIUG 1983)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
9
Beban hidup merupakan baban-beban gravitasi yang bekerja pada saat struktur
telah berfungsi namun bervariasi dalam besar dan lokasinya Contohnya adalah
beban orang furnitur perkakas yang dapat bergerak kendaraan dan barang-barang
yang dapat disimpan Secara praktis beban hidup bersifat tidak permanen
sedangkan yang lainnya sering berpindah-pindah tempatnya Karena tidak
diketahui besar lokasi dan kepadatannya besar dan posisi sebenarnya dari beban-
beban semacam itu sulit sekali ditentukan (Salmon dan Johnson 1992)
Beban hidup untuk bangunan terdiri dari beban hidup lantai dan beban hidup atap
yang bervariasi bergantung pada fungsi bangunan tersebut
Tabel 23 Beban Hidup Pada Lantai Bangunan
No Fungsi Beban Hidup
a Lantai dan tangga rumah tinggal kecuali disebut no b 200 kgm2
b Lantai amp tangga rumah tinggal sederhana dan gudang gudang tidak penting yang bukan untuk toko pabrik atau bengkel
125 kgm2
c Lantai sekolah ruang kuliah Kantor Toko toserba Restoran Hotel asrama Rumah Sakit
250 kgm2
d Lantai ruang olahraga 400 kgm2
e Lantai ruang dansa 500 kgm2
f Lantai dan balkon dalam dari ruang pertemuan yang lain dari pada yang disebut dalam a sd e seperti masjid gereja ruang pagelaranrapat bioskop dengan tempat duduk tetap
400 kgm2
g Lantai panggung dengan tempat duduk tidak tetap atau untuk penonton yang berdiri
500 kgm2
h Lantai Tangga bordes tangga dan gang dari yang disebut dalam c
300 kgm2
i Lantai Tangga bordes tangga dan gang dari yang disebut dalam d e f dan g
500 kgm2
j Lantai ruang pelengkap dari yang disebut dalam c d e f dan g
250 kgm2
k
Lantai Pabrik bengkel gudang Perpustakaan ruang arsiptoko buku toko besi ruang alat alat dan ruang mesin harus direncanakan terhadap beban hidup ditentukan tersendiri dengan minimum
400 kgm2
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
10
Tabel 23 Beban Hidup Pada Lantai Bangunan (lanjutan)
No Fungsi Beban Hidup
l Lantai gedung parkir bertingkat - Lantai bawah - Lantai tingkat lainnya
800 kgm2
400 kgm2
m Lantai balkon-balkon yang menjorok bebas keluar harus direncanakan terhadap beban hidupdari lantai ruang berbatasan dengan minimum
300 kgm2
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
Tabel 24 Beban Hidup Pada Atap
No Fungsi Beban Hidup
a Atap bagiannya dapat dicapai orang termasuk kanopi dan atap dak
100 kgm2
b Atap bagiannya tidak dapat dicapai orang (diambil min) - beban hujan - beban terpusat
20 kgm2 100 kg
c Balokgording tepi kantilever 200 kgm2
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
Berhubung peluang untuk terjadi beban hidup penuh yang membebani semua
bagian dan semua unsur struktur pemikul secara serempak selama unsur gedung
tersebut adalah sangat kecil maka pada perencanaan balok induk dan portal dari
system pemikul beban dari suatu struktur gedung beban hidupnya dikalikan
dengan suatu koefisien reduksi yang nilainya tergantung pada penggunaan
gedung yang ditinjau dan yang dicantumkan pada tabel 25
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
11
Tabel 25 Koefisien reduksi beban hidup
Penggunaan gedung
Koefisien Reduksi Beban HidupPerencanaan balok
induk dan portal Peninjauan
gempa
PERUMAHANPENGHUNIAN
Rumah tinggal asrama hotel rumah sakit
075 030
PENDIDIKAN Sekolah Ruang kuliah
090
050
PERTEMUAN UMUM Mesjid gereja bioskop restoran ruang dansa ruang pagelaran
090 050
KANTOR Kantor Bank 060 030
PERDAGANGAN
Toko toserba pasar 080 080
PENYIMPANAN
Gudang perpustakaan ruang arsip 080 080
INDUSTRI Pabrik bengkel 100 090
TEMPAT KENDARAAN
Garasi gedung parkir 090 050
GANG amp TANGGA - Perumahanpenghunian - Pendidikan kantor - Pertemuan umum perdagangan - Penyimpanan industri tempat
kendaraan
075 075 090
030 050 050
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
12
2113 Beban Angin (qWL)
Besarnya beban angin yang bekerja pada struktur bangunan tergantung dari
kecepatan angin rapat massa udara letak geografis bentuk dan ketinggian
bangunan serta kekakuan struktur Bangunan yang berada pada lintasan angin
akan menyebabkan angin berbelok atau dapat berhenti Sebagai akibatnya energi
kinetik dari angin akan berubah menjadi energi potensial yang berupa tekanan atau
hisapan pada bangunan Beban Angin adalah semua beban yang bekerja pada
gedung atau bagian gedung
Beban Angin ditentukan dengan menganggap adanya tekanan positif dan tekanan
negatif (hisapan) yang bekerja tegak lurus pada bidang yang ditinjau Besarnya
tekanan positif dan negatif yang dinyatakan dalam kgm2 ini ditentukan dengan
mengalikan tekanan tiup dengan koefisien ndash koefisien angin Tekan tiup harus
diambil minimum 25 kgm2 kecuali untuk daerah di laut dan di tepi laut sampai
sejauh 5 km dari tepi pantai Pada daerah tersebut tekanan hisap diambil minimum
40 kg m2 (dimana V adalah kecepatan angin dalam mdet yang harus ditentukan
oleh instansi yang berwenang Sedangkan koefisien angin ( + berarti tekanan dan ndash
berarti isapan ) beban tekanan angin disederhanakan dalam bentuk koefisen angin
yang di rangkum dalam tabel 26
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
13
Tabel 26 Koefisien Beban Angin
No Jenis Gedung Struktur Posisi Tinjauan Koefisien 1 Gedung tertutup
a Dinding vertikal b Atap segitiga
c Atap segitiga majemuk
- di pihak angin - di belakang angin - sejajar arah angin
- di pihak angin (α lt 65o)
- di pihak angin (65o lt α lt90o) - di belakang angin (semua sudut)
- bidang atap di pihak angin (α lt 65o ) - bidang atap di pihak angin
(65oltαlt90o) - bidang atap di belakang angin (semua sudut)
- bidang atap vertikal di belakang angin (semua sudut)
+ 09 - 04 - 04
( 002α - 04)
+ 09 - 04
( 002α - 04)
+ 09
- 04
+ 04
2 Gedung terbuka sebelah Sama dengan No1 dengan tambahan
- bid dinding dalam di pihak angin
- bid dinding dalam di belakang angin
+ 06
- 03
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
2114Beban Gempa
Perhitungan beban gempa dilakukan dengan standart Tata Cara Perencanaan
ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 1726 2012 Pada
peraturan tersebut menggunakan percepatan permukaan tanah (PGA) sebagai acuan
dasar standart Percepatan permukaan tanah adalah percepatan tanah yang sampai
ke lokasi bangunan tersebut akibat adanya gempa dari pusat gempa Variasi
percepatan permukaan tanah bervariasi tergantung jarak dari pusat gempa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
14
Sumber httpekspedisikompascomcincinapiindexphpinfografis39
Gambar 21 Jalur Cincin Api dan Gunung Berapi Sebagai Pusat Gempa
Gambar 22 Peta Gempa Pada SNI 1726 2012
Beban Gempa rencana pada SNI 1726 2012 ditetapkan sebagai gempa dengan
kemungkinan terlewati besaran nya selama umur struktur bangunan 50 tahun
sebesar 2 Untuk berbagai kategori risiko struktur bangunan gedung dan non
gedung sesuai Tabel 1 pengaruh gempa rencana terhadapnya harus dikalikan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
15
dengan suatu faktor keutamaan Ie menurut Tabel 2 Khusus untuk struktur
bangunan dengan kategori risiko IV bila dibutuhkan pintu masuk untuk
operasional dari struktur bangunan yang bersebelahan maka struktur bangunan
yang bersebelahan tersebut harus didesain sesuai dengan kategori risiko IV
Tabel 27 Kategori risiko bangunan gedung dan non gedung untuk beban
gempa
Jenis pemanfaatan Kategori risiko
Gedung dan non gedung yang memiliki risiko rendah terhadap jiwa manusia pada saat terjadi kegagalan termasuk tapi tidak dibatasi untuk antara lain
- Fasilitas pertanian perkebunan perternakan dan perikanan - Fasilitas sementara - Gudang penyimpanan - Rumah jaga dan struktur kecil lainnya
I
Semua gedung dan struktur lain kecuali yang termasuk dalam kategori risiko IIIIIV termasuk tapi tidak dibatasi untuk
- Perumahan - Rumah toko dan rumah kantor - Pasar - Gedung perkantoran - Gedung apartemen rumah susun - Pusat perbelanjaan mall - Bangunan industri - Fasilitas manufaktur - Pabrik
II
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
16
Tabel 27 Kategori risiko bangunan gedung dan non gedung untuk beban
gempa (lanjutan)
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
Jenis pemanfaatan Kategori risiko
Gedung dan non gedung yang memiliki risiko tinggi terhadap jiwa manusia pada saat terjadi kegagalan termasuk tapi tidak dibatasi untuk
- Bioskop - Gedung pertemuan - Stadion - Fasilitas kesehatan yang tidak memiliki unit bedah dan unit gawat darurat - Fasilitas penitipan anak - Penjara - Bangunan untuk orang jompo
Gedung dan non gedung tidak termasuk kedalam kategori risiko IV yang memiliki potensi untuk menyebabkan dampak ekonomi yang besar danatau gangguan massal terhadap kehidupan masyarakat sehari-hari bila terjadi kegagalan termasuk tapi tidak dibatasi untuk
- Pusat pembangkit listrik biasa - Fasilitas penanganan air - Fasilitas penanganan limbah - Pusat telekomunikasi
Gedung dan non gedung yang tidak termasuk dalam kategori risiko IV (termasuk tetapi tidak dibatasi untuk fasilitas manufaktur proses penanganan penyimpanan penggunaan atau tempat pembuangan bahan bakar berbahaya bahan kimia berbahaya limbah berbahaya atau bahan yang mudah meledak) yang mengandung bahan beracun atau peledak di mana jumlah kandungan bahannya melebihi nilai batas yang disyaratkan oleh instansi yang berwenang dan cukup menimbulkan bahaya bagi masyarakat jika terjadi kebocoran
III
Gedung dan non gedung yang ditunjukkan sebagai fasilitas yang penting termasuk tetapi tidak dibatasi untuk
- Bangunan-bangunan monumental - Gedung sekolah dan fasilitas pendidikan - Rumah sakit dan fasilitas kesehatan lainnya yang memiliki fasilitas bedah
dan unit gawat darurat - Fasilitas pemadam kebakaran ambulans dan kantor polisi serta garasi
kendaraan darurat - Tempat perlindungan terhadap gempa bumi angin badai dan tempat
perlindungan darurat lainnya - Fasilitas kesiapan darurat komunikasi pusat operasi dan fasilitas lainnya
untuk tanggap darurat - Pusat pembangkit energi dan fasilitas publik lainnya yang dibutuhkan pada
saat keadaan darurat - Struktur tambahan (termasuk menara telekomunikasi tangki penyimpanan
bahan bakar menara pendingin struktur stasiun listrik tangki air pemadam kebakaran atau struktur rumah atau struktur pendukung air atau material atau peralatan pemadam kebakaran ) yang disyaratkan untuk beroperasi pada saat keadaan darurat
Gedung dan non gedung yang dibutuhkan untuk mempertahankan fungsi struktur bangunan lain yang masuk ke dalam kategori risiko IV
IV
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
17
Tabel 28 Faktor keutamaan gempa
(Sumber Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983)
lokasi proyek berada pada daerah wilayah medan (045g = 441 ms2) sehingga
di digunakan spectrum rencana sebagai berikut
Sumber httppuskimpugoidAplikasidesain_spektra_indonesia_2011
Gambar 23 Respon Spektrum Gempa Rencana Wilayah Medan
(SNI-03-1726-2012)
Kategori risiko Faktor keutamaan gempa Ie
I atau II 10III 125IV 150
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
18
Sistem penahan gaya gempa lateral dan vertikal dasar harus memenuhi salah
satu tipe yang ditunjukkan dalam Tabel 9 atau kombinasi sistem seperti dalam
722 723 dan 724 Pembagian setiap tipe berdasarkan pada elemen vertikal
yang digunakan untuk menahan gaya gempa lateral Sistem struktur yang
digunakan harus sesuai dengan batasan system struktur dan batasan ketinggian
struktur yang ditunjukkan dalam Tabel 9 Koefisien modifikasi respons yang
sesuai R faktor kuat lebih sistem 0 Ω dan koefisien amplifikasi defleksi d C
sebagaimana ditunjukkan dalam Tabel9 harus digunakan dalam penentuan
geser dasar gaya desain elemen dan simpangan antarlantai tingkatdesain
Setiap sistem penahan gaya gempa yang dipilih harus dirancang dan didetailkan
sesuai dengan persyaratan khusus bagi sistem tersebut yang ditetapkan dalam
dokumen acuan yang berlaku seperti terdaftar dalam Tabel 9 dan persyaratan
tambahan yang ditetapkan dalam 714 Sistem penahan gaya gempa yang tidak
termuat dalam Tabel 9 diijinkan apabila data analitis dan data uji diserahkan
kepada pihak yang berwenang memberikan persetujuan yang membentuk
karakteristik dinamis dan menunjukkan tahanan gaya lateral dan kapasitas
disipasi energi agar ekivalen dengan sistem struktur yang terdaftar dalam Tabel
9 untuk nilainilai ekivalen dari koefisien modifikasi respons R koefisien kuat-
lebih sistem Ω0 dan factor amplifikasi defleksi Cd (SNI 17262012)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
19
Tabel 29 Faktor R Cd dan Ω0 untuk sistem penahan gaya gempa
Sistem penahan-gaya seismik
Koefisien modifika
si respons
Ra
Faktor kuat- lebih sistem
Ω0g
Faktor
pembesaran defleksi
Cdb
Batasan sistem struktur dan batasan
tinggi struktur h (m) c
Kategori desain seismik
B C D
d E d
F e
A Sistem dinding penumpu 711 712 713 714 715 716 717 718
1 Dinding geser beton bertulang khusus 5 2frac12 5 TB TB 48 48 30
2 Dinding geser beton bertulang biasa 4 2frac12 4 TB TB TI TI TI
3 Dinding geser beton polos didetail 2 2frac12 2 TB TI TI TI TI
4 Dinding geser beton polos biasa 1frac12 2frac12 1frac12 TB TI TI TI TI
5 Dinding geser pracetak menengah 4 2frac12 4 TB TB 12k 12k 12k
6 Dinding geser pracetak biasa 3 2frac12 3 TB TI TI TI TI
7 Dinding geser batu bata bertulang khusus 5 2frac12 3frac12 TB TB 48 48 30
8 Dinding geser batu bata bertulang h
3frac12 2frac12 2frac14 TB TB TI TI TI
9 Dinding geser batu bata bertulang biasa 2 2frac12 1frac34 TB 48 TI TI TI
10Dinding geser batu bata polos didetail 2 2frac12 1frac34 TB TI TI TI TI
11Dinding geser batu bata polos biasa 1frac12 2frac12 1frac14 TB TI TI TI TI
12Dinding geser batu bata prategang 1frac12 2frac12 1frac34 TB TI TI TI TI
13Dinding geser batu bata ringan (AAC) bertulang biasa
2 2frac12 2 TB 10 TI TI TI
14Dinding geser batu bata ringan (AAC) polos biasa
1frac12 2frac12 1frac12 TB TI TI TI TI
15Dinding rangka ringan (kayu) dilapisidengan panel struktur kayu yang ditujukanuntuk tahanan geser atau dengan lembaran baja
6frac12 3 4 TB TB 20 20 20
16Dinding rangka ringan (baja canai dingin)yang dilapisi dengan panel struktur kayuyang ditujukan untuk tahanan geser ataudengan lembaran baja
6frac12 3 4 TB TB 20 20 20
17 Dinding rangka ringan dengan panel geser dari semua material lainnya
2 2frac12 2 TB TB 10 TI TI
18Sistem dinding rangka ringan (baja canai dingin) menggunakan bresing strip datar
4 2 3frac12 TB TB 20 20 20
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
20
Tabel 29 Faktor R Cd dan Ω0 untuk sistem penahan gaya gempa (lanjutan)
Sistem penahan-gaya seismik
Koefisien modifikasi respons
Ra
Faktor kuat- lebih sistem
Ω0g
Faktor
pembesarandefleksi
Cdb
Batasan sistem struktur dan batasan
tinggi struktur h (m) c
Kategori desain seismik
B C D d E
d F
e
B Sistem rangka bangunan
1 Rangka baja dengan bresing eksentris 8 2 4 TB TB 48 48 30
2 Rangka baja dengan bresing konsentris 6 2 5 TB TB 48 48 30 3 Rangka baja dengan bresing konsentris biasa 3frac14 2 3frac14 TB TB 10j 10j TIj
4 Dinding geser beton bertulang khusus 6 2frac12 5 TB TB 48 48 30
5 Dinding geser beton bertulang biasa 5 2frac12 4 TB TB TI TI TI 6 Dinding geser beton polos detail 2 2frac12 2 TB TI TI TI TI
7 Dinding geser beton polos biasa 1frac12 2frac12 1 TB T TI TI TI
8 Dinding geser pracetak menengah 5 2frac12 4 TB TB 12k 12k 12k
9 Dinding geser pracetak biasa 4 2frac12 4 TB TI TI TI TI 10Rangka baja dan beton komposit
dengan bresing eksentris 8 2 4 TB TB 48 48 30
11Rangka baja dan beton komposit dengan bresing konsentris khusus
5 2 4frac12
TB TB 48 48 30
12Rangka baja dan beton komposit dengan bresing biasa
3 2 3 TB TB TI TI TI
13Dinding geser pelat baja dan beton komposit 6frac12 2frac12 5 TB TB 48 48 30
14Dinding geser baja dan beton komposit 6 2frac12 5 TB TB 48 48 30
15Dinding geser baja dan beton komposit biasa 5 2frac12 4 TB TB TI TI TI
16Dinding geser batu bata bertulang khusus 5frac12 2frac12 4 TB TB 48 48 30
17Dinding geser batu bata bertulang menengah 4 2frac12 4 TB TB TI TI TI
18Dinding geser batu bata bertulang biasa 2 2frac12 2 TB 48 TI TI TI
19Dinding geser batu bata polos didetail 2 2frac12 2 TB TI TI TI TI
20Dinding geser batu bata polos biasa 1frac12 2frac12 1 TB T TI TI TI
21Dinding geser batu bata prategang 1frac12 2frac12 1 TB T TI TI TI
22Dinding rangka ringan (kayu) yang dilapisi dengan panel struktur kayu yangdimaksudkan untuk tahanan geser
7 2frac12 4frac12 TB TB 22 22 22
23Dinding rangka ringan (baja canai dingin)yang dilapisi dengan panel struktur kayuyang dimaksudkan untuk tahanan geser atau dengan lembaran baja
7 2frac12 4frac12 TB TB 22 22 22
24Dinding rangka ringan dengan panel geser dari semua material lainnya
2frac12 2frac12 2frac12 TB TB 10 TB TB
25Rangka baja dengan bresing terkekang terhadap tekuk
8 2frac12 5 TB TB 48 48 30
26Dinding geser pelat baja khusus 7 2 6 TB TB 4 48 30
C Sistem rangka pemikul momen
1 Rangka baja pemikul momen khusus 8 3 5frac12 TB TB T TB TB
2 Rangka batang baja pemikul momen khusus 7 3 5frac12 TB TB 48 30 TI
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
21
Tabel 29 Faktor R Cd dan Ω0 untuk sistem penahan gaya gempa (lanjutan)
Sistem penahan-gaya seismik
Koefisien
modifikasi respons
Ra
Faktor kuat- lebih sistem
Ω0g
Faktor
pembesaran defleksi
Cdb
Batasan sistem struktur dan batasan
tinggi struktur h (m) c
Kategori desain seismik
B C Dd E
d F
e
3 Rangka baja pemikul momen menengah 4frac12 3 4 TB 1TB 10hi TIh TIi
4 Rangka baja pemikul momen biasa 3frac12 3 3 TB TB TIh TIh TIi
5 Rangka beton bertulang pemikul momen khusus
8 3 5frac12 TB TB TB TB TB
6 Rangka beton bertulang pemikul momen menengah
5 3 4frac12 TB TB TI TI TI
7 Rangka beton bertulang pemikul momen 3 3 2frac12 TB TI TI TI TI
8 Rangka baja dan beton komposit pemikul momen khusus
8 3 5frac12 TB TB TB TB TB
9 Rangka baja dan beton komposit pemikul momen menengah
5 3 4frac12 TB TB TI TI TI
10Rangka baja dan beton komposit terkekang parsial pemikul momen
6 3 5frac12 48 48 30 TI TI
11Rangka baja dan beton komposit pemikul momen biasa
3 3 2frac12 TB TI TI TI TI
12 Rangka baja canai dingin pemikul momen khusus dengan pembautan
3frac12 3o 3frac12 10 10 10 10 10
D Sistem ganda dengan rangka pemikul momen khusus yang mampu menahan paling sedikit 25 persen gaya gempayang ditetapkan
1 Rangka baja dengan bresing eksentris 8 2frac12 4 TB TB TB TB TB
2 Rangka baja dengan bresing konsentris khusus
7 2frac12 5frac12 TB TB TB TB TB
3 Dinding geser beton bertulang khusus 7 2frac12 5frac12 TB TB TB TB TB
4 Dinding geser beton bertulang biasa 6 2frac12 5 TB TB TI TI TI
5 Rangka baja dan beton komposit dengan bresing eksentris
8 2frac12 4 TB TB TB TB TB
6 Rangka baja dan beton komposit dengan bresing konsentris khusus
6 2frac12 5 TB TB TB TB TB
7 Dinding geser pelat baja dan beton 7frac12 2frac12 6 TB TB TB TB TB
8 Dinding geser baja dan beton komposit 7 2frac12 6 TB TB TB TB TB
9 Dinding geser baja dan beton komposit 6 2frac12 5 TB TB TI TI TI 10Dinding geser batu bata bertulang khusus 5frac12 3 5 TB TB TB TB TB
11Dinding geser batu bata bertulang 4 3 3frac12 TB TB TI TI TI
12Rangka baja dengan bresing terkekang terhadap tekuk
8 2frac12 5 TB TB TB TB TB
13Dinding geser pelat baja khusus 8 2frac12 6frac12 TB TB TB TB TB
E Sistem ganda dengan rangka pemikul momen menengah mampu menahan paling sedikit 25 persen gayagempayang ditetapkan
1 Rangka baja dengan bresing
konsentris khususf
6 2frac12 5 TB TB 10 TI TIhk
2 Dinding geser beton bertulang khusus 6frac12 2frac12 5 TB TB 48 30 30
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
22
Tabel 29 Faktor R Cd dan Ω0 untuk sistem penahan gaya gempa (lanjutan)
Sistem penahan-gaya seismik
Koefisien
modifikasi respons
Ra
Faktor kuat- lebih sistem
Ω0g 0
Faktor
pembesaran defleksi
Cdb
Batasan sistem struktur dan batasan
tinggi struktur h (m) c
Kategori desain seismik
B C Dd E d F e
3 Dinding geser batu bata bertulang biasa 3 3 2frac12 TB 48 TI T TI 4 Dinding geser batu bata bertulang 3frac12 3 3 TB TB TI TI TI
5 Rangka baja dan beton komposit dengan bresing konsentris khusus
5frac12 2frac12 4frac12 TB TB 48 30 TI
6 Rangka baja dan beton komposit dengan bresing biasa
3frac12 2frac12 3 TB TB TI TI TI
7 Dinding geser baja dan betonkomposit 5 3 4frac12 TB TB TI TI TI
8 Dinding geser beton bertulang biasa 5frac12 2frac12 4frac12 TB TB TI TI TI
F Sistem interaktif dinding geser-rangka dengan rangka pemikul momen beton bertulang biasa dan dinding geser beton bertulang biasa
4frac12 2frac12 4 TB TI TI TI TI
G Sistem kolom kantilever didetail untuk memenuhi persyaratan
1 Sistem kolom baja dengan kantilever khusus
2frac12 1frac14 2frac12 10 10 10 10 10
2 Sistem kolom baja dengan kantilever biasa 1frac14 1frac14 1frac14 10 10 TI TIhi TIh
i3 Rangka beton bertulang pemikul momen
khusus 2frac12 1frac14 2frac12 10 10 10 10 10
4 Rangka beton bertulang pemikul momen menengah
1frac12 1frac14 1frac12 10 10 TI TI TI
5 Rangka beton bertulang pemikul momen biasa
1 1frac14 1 10 TI TI TI TI
6 Rangka kayu 1frac12 1frac12 1frac12 10 10 10 TI TI
H Sistem baja tidak didetail secara khusus untuk ketahanan seismik tidak termasuk sistem kolom kantilever
3 3 3 TB TB TI TI TI
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
Bekerjanya beban untuk bangunan bertingkat berlaku sistem gravitasi yaitu
elemen struktur yang berada di atas akan membebani elemen struktur di
bawahnya atau dengan kata lain elemen struktur yang mempunyai kekuatan
lebih besar akan menahan atau memikul elemen struktur yang mempunyai
kekuatan lebih kecil
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
23
Dengan demikian sistem bekerjanya beban untuk elemen ndash elemen struktur
gedung bertingkat secara umum dapat dinyatakan sebagai berikut beban pelat
lantai didistribusikan terhadap balok anak dan balok portal beban balok portal
didistribusikan ke kolom dan beban kolom kemudian diteruskan ke tanah dasar
melalui pondasi
Dalam perumusan kriteria desain seismik suatu bangunan di permukaan tanah
atau penentuan amplifikasi besaran percepatan gempa puncak dari batuan dasar
ke permukaan tanah untuk suatu situs maka situs tersebut harus diklasifikasikan
terlebih dahulu Profil tanah di situs harus diklasifikasikan sesuai dengan Tabel
210 berdasarkan profil tanah lapisan 30 m paling atas Penetapan kelas situs
harus melalui penyelidikan tanah di lapangan dan dilaboratorium yang
dilakukan oleh otoritas yang berwewenang atau ahli desain geoteknik
bersertifikat dengan minimal mengukur secara independen dua dari tiga
parameter tanah yang tercantum dalam Tabel 210 Dalam hal ini kelas situs
dengan kondisi yang lebih buruk harus diberlakukan Apabila tidak tersedia data
tanah yang spesifik pada situs sampai kedalaman 30 m maka sifat-sifat tanah
harus diestimasi oleh seorang ahli geoteknik yang memiliki sertifikatijin
keahlian yang menyiapkan laporan penyelidikan tanah berdasarkan kondisi
getekniknya Penetapan kelas situs SA dan kelas situs SB tidak diperkenankan
jika terdapat lebih dari 3 m lapisan tanah antara dasar telapak atau rakit fondasi
dan permukaan batuan dasar (SNI 17262012)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
24
Tabel 210 Klasifikasi situs
Kelas situs vs (mdetik) N atau N ch su (kPa)
SA (batuan keras) gt1500 NA NA SB (batuan) 750 sampai 1500 NA NA SC (tanah keras sangat padat dan batuan lunak)
350 sampai 750 gt50
2100
SD (tanah sedang) 175 sampai 350 15sampai 50 50 sampai100 lt 175 lt15 lt 50SE (tanah lunak) Atau setiap profil tanah yang mengandung lebih dari 3 m tanah dengan
karateristik sebagai berikut 1 Indeks plastisitas PI gt 20 2 Kadar air w 2 40 3 Kuat geser niralir su lt 25 kPa
SF (tanah khusus)
Setiap profil lapisan tanah yang memiliki salah satu atau lebih dari karakteristik berikut - Rawan dan berpotensi gagal atau runtuh akibat beban gempa seperti
mudah likuifaksi lempung sangat sensitif tanah tersementasi lemah - Lempung sangat organik danatau gambut (ketebalan H gt 3 m)
- Lempung berplastisitas sangat tinggi (ketebalan H gt 75 m dengan
Indeks Plasitisitas PI gt 75 ) Lapisan lempung lunaksetengah teguh dengan ketebalan H gt 35 m
dengan su lt 50 kPa
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
- Kecepatan rata-rata gelombang geser Vs
Dimana
di = tebal setiap lapisan antara kedalaman 0 sampai 30 meter
Vsi = kecepatan gelombang geser lapisan i dinyatakan dalam meter per
detik (mdetik)
- Tahanan penetrasi standar lapangan rata-rata N
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
25
Dimana
di = tebal setiap lapisan antara kedalaman 0 sampai 30 meter
Ni = tahanan penetrasi standar 60 persen energy ( N60 ) yang terukur
langsung di lapangan tanpa koreksi dengan nilai tidak lebih dari
305 pukulanm
- Kuat geser niralir rata-rata Su
Dimana
dc = jumlah ketebalan total dari lapisan - lapisan tanah kohesif di
dalam lapisan 30 meter paling atas
Sui = kuat geser niralir (kPa) dengan nilai tidak lebih dari 250 kPa
Untuk penentuan respons spektral percepatan gempa MCER di permukaan tanah
diperlukan suatu faktor amplifikasi seismik pada perioda 02 detik dan perioda 1
detik Faktor amplifikasi meliputi faktor amplifikasi getaran terkait percepatan pada
getaran perioda pendek (Fa) dan faktor amplifikasi terkait percepatan yang
mewakili getaran perioda 1 detik (Fv) Parameter spektrum respons percepatan pada
perioda pendek (SMS) dan perioda 1 detik (SM1) Yang disesuaikan dengan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
26
pengaruh klasifikasi situs (SNI 17262012) harus ditentukan dengan perumusan
berikut ini
SMS = Fa Ss
SM1 = Fv S1
Dimana
Ss = parameter respons spektral percepatan gempa MCER terpetakan untuk
perioda pendek
S1 = parameter respons spektral percepatan gempa MCER terpetakan untuk
perioda 10 detik
dan koefisien situs Fa dan Fv mengikuti Tabel 211 dan Tabel 212
Tabel 211 Koefisien situs Fa
Kelas situs
Parameter respons spektral percepatan gempa (MCER) terpetakan padaperioda pendek T=02 detik Ss
Ss s 025 Ss = 05 Ss = 075 Ss = 10 Ss 2 125 SA 08 08 08 08 08SB 10 10 10 10 10SC 12 12 11 10 10SD 16 14 12 11 10SE 25 17 12 09 09SF SSb
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
CATATAN
- Untuk nilai-nilai antara Ss dapat dilakukan interpolasi linier
- SS = Situs yang memerlukan investigasi geoteknik spesifik dan analisis respons situs spesifik
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
27
Tabel 212 Koefisien situs Fv
Kelas situs
Parameter respons spektral percepatan gempa MCER terpetakan padaperioda 1 detik S1
S1 s 01 S1 = 02 S1 = 03 S1 = 04 S1 2 05 SA 08 08 08 08 08SB 10 10 10 10 10SC 17 16 15 14 13SD 24 2 18 16 15SE 35 32 28 24 24SF SSb
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
CATATAN
- Untuk nilai-nilai antara Ss dapat dilakukan interpolasi linier
- SS = Situs yang memerlukan investigasi geoteknik spesifik dan analisis respons situs spesifik Struktur harus ditetapkan memiliki suatu kategori desain seismik Struktur dengan
kategori risiko I II atau III yang berlokasi di mana parameter respons spektral
percepatan terpetakan pada perioda 1 detik S1 lebih besar dari atau sama dengan
075 harus ditetapkan sebagai struktur dengan kategori desain seismik E Struktur
yang berkategori risiko IV yang berlokasi di mana parameter respons spektral
percepatan terpetakan pada perioda 1 detik S1 lebih besar dari atau sama dengan
075 harus ditetapkan sebagai struktur dengan kategori desain seismik F Semua
struktur lainnya harus ditetapkan kategori desain seismiknya berdasarkan kategori
risikonya dan parameter respons spektral percepatan desainnya SDS dan SD1
Masing-masing bangunan dan struktur harus ditetapkan ke dalam kategori desain
seismik yang lebih parah dengan mengacu pada Tabel 213 atau 214 terlepas dari
nilai perioda fundamental getaran struktur T (SNI 17262012)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
28
Tabel 213 Kategori desain seismik berdasarkan parameter respons percepatan pada perioda pendek
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
Tabel 214 Kategori desain seismik berdasarkan parameter respons
percepatan pada perioda 1 detik
Nilai S D1 Kategori risiko
I atau II atau III IV
SD1 lt 0167 A A
0067 lt SD1 lt 0133 B C
0133 lt SD1 lt 020 C D
020 lt SD1 D D (Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung
dan non gedung SNI 17262012)
Geser dasar seismik V dalam arah yang ditetapkan harus ditentukan sesuai
dengan persamaan berikut
V = Cs W
Keterangan
Cs = koefisien respons seismik
W = berat seismik efektif
Berat seismik efektif struktur W menurut SNI 17262012 harus menyertakan
seluruh beban mati dan beban lainnya yang terdaftar di bawah ini
Nilai SDS Kategori risiko
I atau II atau III IV
SDS lt 0167 A A
0167 lt SDS lt 033 B C
033 lt SDS lt 050 C D
050 lt SDS D D
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
29
1 Dalam daerah yang digunakan untuk penyimpanan minimum sebesar 25
persen beban hidup lantai (beban hidup lantai di garasi publik dan struktur
parkiran terbuka serta beban penyimpanan yang tidak melebihi 5 persen
dari berat seismik efektif pada suatu lantai tidak perlu disertakan)
2 Jika ketentuan untuk partisi disyaratkan dalam desain beban lantai diambil
sebagai yang terbesar di antara berat partisi aktual atau berat daerah lantai
minimum sebesar 048 kNm2
3 Berat operasional total dari peralatan yang permanen
4 Berat lansekap dan beban lainnya pada taman atap dan luasan sejenis
lainnya
Koefisien respons seismik Cs harus ditentukan sesuai dengan
Cs =
Dimana
SDS = parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang perioda
pendek
R = faktor modifikasi respons dalam Tabel 29
Ie = faktor keutamaan gempa yang ditentukan sesuai Tabel 28
Nilai Cs yang dihitung sesuai dengan Persamaan diatas tidak perlu melebihi Cs dari
persamaan di bawah
Cs =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
30
Cs yang di dapatkan harus tidak kurang dari
Cmin = 0044 SDS Ie gt 001
Sebagai tambahan untuk struktur yang berlokasi di daerah di mana 1 S sama
dengan atau lebih besar dari 06g maka Cs harus tidak kurang dari
Cs =
Dimana
SDS = parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang perioda
pendek
SD1 = parameter percepatan spektrum respons desain dalam rentang sebesar
10 detik
R = faktor modifikasi respons dalam Tabel 29
Ie = faktor keutamaan gempa yang ditentukan sesuai Tabel 28
T = perioda fundamental struktur (detik)
Perioda fundamental pendekatan Ta dalam detik harus ditentukan dari
Ta = Ct
Dimana
hn = ketinggian struktur dalam (m)
Ct = koefisien prioda struktur pendekatan yang ditentukan dalam tabel 213
x = koefisien ketinggian yang ditentukan dalam tabel 213
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
31
Tabel 215 Nilai parameter perioda pendekatan Ct dan x
Tipe struktur Ct x
Sistem rangka pemikul momen di mana rangka memikul 100 persen gaya gempa yang disyaratkan dan tidak dilingkupi atau dihubungkan dengan komponen yang lebih kaku dan akan mencegah rangka dari defleksi jika dikenai gaya gempa
Rangka baja pemikul momen 00724 a 08
Rangka beton pemikul momen 00466 a 09
Rangka baja dengan bresing eksentris 00731 a 075
Rangka baja dengan bresing terkekang terhadap tekuk 00731 a 075
Semua sistem struktur lainnya 00488 a 075
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
Sebagai alternatif menurut SNI 17262012 untuk menentukan perioda fundamental
pendekatan Ta dalam detik dari persamaan berikut untuk struktur dengan
ketinggian tidak melebihi 12 tingkat di mana sistem penahan gaya gempa terdiri
dari rangka penahan momen beton atau baja secara keseluruhan dan tinggi tingkat
paling sedikit 3 m
Ta = 01N
Dimana
N = jumlah tingkat (m)
Perioda fundamental struktur harus dibatasi dengan
Tmax = Cu Ta
Dimana
Ta = waktu getar struktur dalam (m)
Cu = koefisien batas prioda struktur yang ditentukan dalam tabel 214
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
32
Tabel 216 Koefisien untuk batas perioda struktur
Parameter percepatan respons spektral desain pada 1 detik S D1
Koefisien Cu
gt 04 14 03 14 02 15
015 16
lt 01 17 (Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur
gedung dan non gedung SNI 17262012)
212 Kombinasi Pembebanan
komponen-elemen struktur dan elemen-elemen fondasi menurut SNI
17262012 harus dirancang sedemikian hingga kuat rencananya sama atau melebihi
pengaruh beban-beban terfaktor dengan kombinasi-kombinasi sebagai berikut
1 14D
2 12D + 16L + 05(Lr atau R)
3 12D + 16(Lr atau R) + (L atau 05W)
4 12D + 10 W + L + 05(Lr atau R)
5 12D + 10 E + L
6 09D + 10 W
7 09D + 10 E
8
Pengaruh beban gempa E harus ditentukan sesuai dengan berikut ini
1 Untuk penggunaan dalam kombinasi beban 5 dalam
E = Eh + Ev
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
33
2 Untuk penggunaan dalam kombinasi beban 7
E = Eh - Ev
Keterangan
E = pengaruh beban gempa
Eh = pengaruh beban gempa horisontal
Ev = pengaruh beban gempa vertikal
Pengaruh beban gempa horisontal Eh harus ditentukan sesuai dengan Persamaan
sebagai berikut
E h = ρQh
Keterangan
Q = pengaruh gaya gempa horisontal dari V atau F p
ρ = faktor redundansi
Untuk struktur yang dirancang untuk kategori desain seismik D E atau Fm
SNI 17262012 mengatur ρ harus sama dengan 13 kecuali jika satu dari dua
kondisi berikut dipenuhi di mana p diijinkan diambil sebesar 10
a Masing-masing tingkat yang menahan lebih dari 35 persen geser dasar dalam
arah yang ditinjau harus sesuai dengan Tabel 212
b Struktur dengan denah beraturan di semua tingkat dengan sistem penahan gaya
gempa terdiri dari paling sedikit dua bentang perimeter penahan gaya gempa
yang merangka pada masing-masing sisi struktur dalam masing-masing arah
ortogonal di setiap tingkat yang menahan lebih dari 35 persen geser dasar
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
34
Jumlah bentang untuk dinding geser harus dihitung sebagai panjang dinding
geser dibagi dengan tinggi tingkat atau dua kali panjang dinding geser dibagi
dengan tinggi tingkat hsx untuk konstruksi rangka ringan
Tabel 217 Persyaratan untuk masing-masing tingkat yang menahan lebih
dari 35 persen gaya geser dasar
Elemen penahan gaya lateral
Persyaratan
Rangka dengan bresing
Pelepasan bresing individu atau sambungan yang terhubung tidak akan mengakibatkan reduksi kuat tingkat sebesar lebih dari 33 persen atau sistem yang dihasilkan tidak mempunyai ketidakteraturan torsi yang berlebihan (ketidakteraturan struktur horisontal Tipe 1b)
Rangka pemikul momen
Kehilangan tahanan momen di sambungan balok ke kolom di kedua ujung balok tunggal tidak akan mengakibatkan lebih dari reduksi kuat tingkat sebesar33 persen atau sistem yang dihasilkan tidak mempunyai ketidakteraturantorsi yang berlebihan (ketidakteraturan struktur horisontal Tipe 1b)
Dinding geser atau pilar dinding dengan rasio tinggi terhadap panjang lebih besar dari 10
Pelepasan dinding geser atau pier dinding dengan rasio tinggi terhadap panjang lebih besar dari 10 di semua tingkat atau sambungan kolektor yang terhubung tidak akan mengakibatkan lebih dari reduksi kuat tingkat sebesar 33 persen atau sistem yang dihasilkan mempunyai ketidakteraturan torsi yang berlebihan (ketidakteraturan struktur horisontal Tipe 1b)
Kolom kantilever Kehilangan tahanan momen di sambungan dasar semua kolom kantilever tunggal tidak akan mengakibatkan lebih dari reduksi kuat tingkat sebesar 33 persen atau sistem yang dihasilkan mempunyai ketidakteraturan torsi yang berlebihan (ketidakteraturan struktur horisontal Tipe 1b)
Lainnya Tidak ada persyaratan
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
22 Kinerja Struktur Gedung
221 Kinerja Batas Layan
Kinerja batas layan struktur gedung ditentukan oleh simpangan antar tingkat
akibat pengaruh gempa rencana yaitu untuk membatasi terjadinya pelelehan baja
dan peretakan beton yang berlebihan di samping untuk mencegah kerusakan
nonstruktur dan ketidaknyamanan penghuni Simpangan antar-tingkat ini harus
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
35
dihitung dari simpangan struktur gedung tersebut akibat pengaruh gempa nominal
yang telah dibagi Faktor Skala
Faktor Skala =
gt 1
Dimana
V1 = Gaya geser dasar nominal sebagai respons dinamik ragam yang
pertama saja
Vt = Gaya geser dasar nominal yang didapat dari hasil analisis ragam
spektrum respons yang telah dilakukan
Gaya geser dasar nominal yang didapat dari hasil spektrum respons Analisis harus
dilakukan untuk menentukan ragam getar alami untuk struktur Analisis harus
menyertakan jumlah ragam yang cukup untuk mendapatkan partisipasi massa
ragam terkombinasi sebesar paling sedikit 90 persen dari massa aktual dalam
masing-masing arah horisontal ortogonal dari respons yang ditinjau oleh model
Parameter respons ragam untuk masing-masing parameter desain terkait gaya yang
ditinjau termasuk simpangan antar lantai tingkat gaya dukung dan gaya elemen
struktur individu untuk masing-masing ragam respons harus dihitung menggunakan
properti masing-masing ragam dan spectrum respons dibagi dengan kuantitas (R
Ie) Parameter respons terkombinasi untuk perpindahan dan kuantitas simpangan
antar lantai harus dikalikan dengan kuantitas (CdIe) Nilai untuk masing-masing
parameter yang ditinjau yang dihitung untuk berbagai ragam harus
dikombinasikan menggunakan metoda akar kuadrat jumlah kuadrat (SRSS) atau
metoda kombinasi kuadrat lengkap (CQC) sesuai dengan SNI 17262012 Metoda
CQC harus digunakan untuk masing-masing nilai ragam di mana ragam berjarak
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
36
dekat mempunyai korelasi silang yang signifikan di antara respons translasi dan
torsi
Kinerja batas ultimit struktur gedung ditentukan oleh simpangan antar-tingkat
maksimum struktur gedung akibat pengaruh gempa rencana dalam kondisi struktur
gedung di ambang keruntuhan yaitu untuk membatasi kemungkinan terjadinya
keruntuhan struktur gedung yang dapat menimbulkan korban jiwa manusia dan
untuk mencegah benturan berbahaya antar-gedung atau antar bagian struktur
gedung yang dipisah dengan sela pemisah (sela delatasi) simpangan antar-tingkat
ini harus dihitung dari simpangan struktur gedung akibat pembebanan gempa
nominal (SNI 17262002) Penentuan simpangan antar lantai tingkat desain ( ∆ )
harus dihitung sebagai perbedaan defleksi pada pusat massa di tingkat teratas dan
terbawah yang ditinjau Lihat Gambar 24 Apabila pusat massa tidak terletak
segaris dalam arah vertikal diijinkan untuk menghitung defleksi di dasar tingkat
berdasarkan proyeksi vertikal dari pusat massa tingkat di atasnya (SNI 17262012)
Gambar 24 Penentuan simpangan antar lantai
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
37
Defleksi pusat massa di tingkatx (δx) (mm) harus ditentukan sesuai dengan
persamaan berikut
δx =
Dimana
Cd = faktor amplifikasi defleksi dalam Tabel 29
δxe = defleksi pada lokasi yang disyaratkan pada pasal ini yang ditentukan
dengan analisis elastis
Ie = faktor keutamaan gempa yang ditentukan sesuai dengan tabel 28
Simpangan antar lantai tingkat desain ∆ tidak boleh melebihi simpangan antar
lantai tingkat ijin ∆a seperti didapatkan dari Tabel 213 untuk semua tingkat
Tabel 218 Simpangan antar lantai ijin
Struktur
Kategori risiko
I atau II III IV
Struktur selain dari struktur dinding geser batu bata 4 tingkat atau kurang dengan dinding interior partisi langit-langit dan sistem dinding eksterior yang telah didesain untuk mengakomodasi simpangan antar lantai tingkat
0025h c
sx 0020 hsx 0015 hsx
Struktur dinding geser kantilever batu batad 0010 hsx 0010 hsx 0010 hsx
Struktur dinding geser batu bata lainnya 0007 hsx 0007 hsx 0007 hsx
Semua struktur lainnya 0020 hsx 0015 hsx 0010 hsx
(Sumber Tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur gedung dan non gedung SNI 17262012)
Dua bagian struktur gedung yang tidak direncanakan untuk bekerja sama sebagai
satu kesatuan dalam mengatasi pengaruh Gempa Rencana harus dipisahkan yang
satu terhadap yang lainnya dengan suatu sela pemisah (sela delatasi) yang lebarnya
paling sedikit harus sama dengan jumlah simpangan masing-masing bagian struktur
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
38
gedung pada taraf itu Dalam segala hal lebar sela pemisah tidak boleh ditetapkan
kurang dari 75 mm (SNI 17262012)
222 Kinerja Batas kekuatan
2221 Perencanaan Pelat Floor Deck
Floor deck pada pelat menggantikan fungsi tulangan Tarik pada daerah
lapangan Analisis pelat floor deck meggunakan metode pelat satu arah Bila pelat
mengalami rotasi bebas pada tumpuan pelat dan tumpuan sangat kaku terhadap
momen puntir maka pelat itu dikatakan jepit penuh Bila balok tepi tidak cukup
kuat untuk mencegah rotasi maka dikatakan terjepit sebagian Tebal minimum
yang ditentukan dalam Tabel 214 berlaku untuk konstruksi satu arah yang tidak
menumpu atau tidak disatukan dengan partisi atau konstruksi lain yang mungkin
akan rusak akibat lendutan yang besar kecuali bila erhitungan lendutan
menunjukkan bahwa ketebalan yang lebih kecil dapat digunakan tanpa
menimbulkan pengaruh yang merugikan
Tabel 219 Tebal Minimum Balok Non-Prategang Atau Pelat Satu Arah Bila
Lendutan Tidak Dihitung Tebal minimum h
Komponen struktur Tertumpu Satu ujung Kedua ujung Kantilever
Komponen struktur tidak menumpu atau tidak dihubungkan dengan partisi ataukonstruksi lainnya yang mungkin rusak oleh lendutan yang besar
Pelat masif satu-arah 20
24
28
10
Balok atau pelat rusuk satu-arah 16
185
21
8
(Sumber Tata cara perhitungan struktur beton untuk bangunan gedung SNI 28472002)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
39
CATATAN Panjang bentang dalam mm Nilai yang diberikan harus digunakan langsung untuk komponen struktur dengan beton normal dan tulangan tulangan Mutu 420 MPa Untuk kondisi lain nilai di atas harus dimodifikasikan sebagai berikut a Untuk struktur beton ringan dengan berat jenis (equilibrium density) w di antara 1440 sampai
1840 kgm3 nilai tadi harus dikalikan dengan (165 ndash 00003wc) tetapi tidak kurang dari 109
b Untuk fy selain 420 MPa nilainya harus dikalikan dengan (04 + fy700)
a Disain pada Momen Positif
Disain pada momen positif gaya Tarik disumbangkan oleh metal deck dan
gaya tekan disumbangkan oleh beton Dalam hal ini penampang beton
berbentuk persegi panjang
Gambar 25 Diagram tegangan momen positif floor deck
Penulangan lentur dihitung analisa tulangan tunggal dengan langkah-langkah
sebagai berikut
Mn =
Dimana ϕ= 08
Rn =
m =
ρ = 1 ndash 1 ndash
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
40
As PERLU = ρ b d
rasio tulangan minimum menggunakan syarat tulangan susut dan tulangan
suhu sebagai acuan dan di tabelkan sebagai berikut
Tabel 220 Rasio Tulangan Minimum Pada Pelat
Jenis Pelat ρmin
Pelat yang menggunakan batang tulangan ulir mutu 300 00020
Pelat yang menggunakan batang tulangan ulir atau jaring kawat las 00018
Pelat yang menggunakan tulangan dengan tegangan leleh melebihi 00018 x 400 fy
(Sumber Tata cara perhitungan struktur beton untuk bangunan gedung SNI 28472002)
Persyaratan lain yang harus dipenuhi dalam mendisain pelat satu arah adalah
jarak tulangan maximum Pasal 12 SNI 03-2847-2002 butir 64 jarak tulangan
adalah
S = ndash 25 Cc
Dimana
fs = 60 fy
Cc = Selimut Beton
b Disain pada Momen Negatif
Disain pada momen positif gaya Tarik disumbangkan oleh wiremesh dan gaya
tekan disumbangkan oleh beton Dalam hal ini penampang beton berbentuk
sebagai berikut
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
41
Gambar 26 Diagram tegangan momen negatif floor deck
2222 Perencanaan Pelat Chekered
Pelat metal didisain menggunakan metode pelat satu arah syarat batas yang
harus di penuhi pelat metal adalah
ϕMn gt Mu
dimana
ϕMn = momen nominal = Zx fy
Mu = momen ultimate
2223 Perencanaan Batang Tekan
Kekuatan tekan disain harus nilai terendah yang diperoleh berdasarkan
keadaan batas dari tekuk lentur tekuk torsi dan tekuk torsi lentur Profil dengan
dominan keruntuhan tekuk lentur kekuatan nominal nya adalah
ϕPn = 09 fcr A
tegangan kritis fcr ditentukan sebagai berikut
a Bila lt 471 ( atau lt 225 )
fcr =0658 fy
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
42
b Bila gt 471 ( atau gt 225 )
fcr =0877 fe
fe =
Dimana
K = faktor panjang efektir
L = panjang profil
r = jari jari inersia
fcr = tegangan kritis
fe = tegangan euler
λ = kelangsingan =
2224 Perencanaan Batang Lentur
Pembebanan balok disesuaikan dengan peraturan pembebanan Indonesia
untuk gedung (PPIUG) 1983 sedangkan pemakaian profil dihitung sesuai dengan
SNI 03-1729-2015
Tabel 221 Nilai kekuatan lentur berdasarkan SNI 1729 2015
PROFIL q Lr Lp MP Mr Vn
kgm m m KN m KN m KN
WF 150 x 75 x 5 x 7 1400 316 084 2354 1509 10800
WF 150 x 100 x 6 x 9 2110 530 120 3609 2346 12787
WF 200 x 100 x 45 x 7 1820 346 112 4089 2720 12830
WF 200 x 100 x 55 x 8 2130 378 112 4802 3128 15840
WF 200 x 150 x 6 x 9 3060 637 182 7108 4688 16762
WF 250 x 125 x 5 x 8 2570 420 141 7327 4845 17856
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
43
Tabel 221 Nilai kekuatan lentur berdasarkan SNI 1729 2015 (lanjutan)
PROFIL q Lr Lp MP Mr Vn
kgm m m KN m KN m KN
WF 250 x 125 x 6 x 9 2960 446 141 8443 5508 21600
WF 300 x 150 x 55 x 8 3200 475 167 10920 7208 23602
WF 300 x 150 x 65 x 9 3670 497 167 12528 8177 28080
WF 350 x 175 x 6 x 9 4140 553 197 16538 10897 29894
WF 350 x 175 x 7 x 11 4960 593 200 20179 13175 35280
WF 400 x 200 x 7 x 11 5660 646 227 26100 17170 39917
WF 400 x 200 x 8 x 13 6600 684 230 30861 20230 46080
WF 450 x 200 x 9 x 14 7600 667 223 38913 25330 58320
WF 500 x 200 x 10 x 16 8960 669 219 50311 32470 72000
WF 600 x 200 x 11 x 17 10600 628 209 68714 44030 95040
HB 100 x 100 x 6 x 8 1720 724 125 2018 1300 8640
HB 125 x 125 x 65 x 9 2380 806 158 3578 2312 11700
HB 150 x 150 x 7 x 10 3150 895 190 5748 3723 15120
HB 175 x 175 x 75 x 11 4020 981 222 8628 5610 18900
HB 200 x 200 x 8 x 12 4990 1072 255 12314 8024 23040
HB 250 x 250 x 9 x 14 7240 1255 319 22483 14739 32400
HB 300 x 300 x 10 x 15 9400 1376 381 35152 23120 43200
HBC 350 x 350 x 12 x 19 13700 1718 449 59834 39100 60480
HBC 400 x 400 x 13 x 21 17200 1903 513 86402 56610 74880
WFC 600 x 300 x 12 x 20 15100 1045 348 103413 68340 101606
WFC 700 x 300 x 13 x 24 18500 1041 344 149968 97920 131040
WFC 800 x 300 x 14 x 26 21000 1010 336 191889 123930 161280
WFC 900 x 300 x 16 x 28 24300 984 324 244178 155380 207360
- Profil I dan Kanal
a Kontrol Momen
ϕMn = 09 Mn
- Apabila L lt Lp
Mn = Mp = Zx fy
- Apabila Lp lt L lt Lr
Mn = Cb Mp ndash ( Mp- Mr)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
44
Apabila L gt Lr
Mn = Mcr = radic 1
=
lt 23
=
= 4 2
=
1 1
= 176
Untuk profil I konstanta torsi dan konstanta warping adalah
J = [ 2b + h ]
Cw =
Untuk profil kanal konstanta torsi dan konstanta warping adalah
J = [ 2b + h ]
Cw = [
]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
45
Gambar 27 Kuat Momen Lentur Nominal Akibat Tekuk Torsi Lateral
b Kontrol Geser
Untuk profil I
= 060 fyw Aw lt Vu
Persamaan diatas dapat dipenuhi bila syarat kelangsingan untuk tebal pelat web
sebagai berikut
lt
c Kontrol Lendutan
Batas-batas lendutan untuk keadaan kemampuan-layan batas harus sesuai
dengan struktur fungsi penggunaan sifat pembebanan serta elemen-elemen
yang didukung oleh struktur tersebut Batas lendutan maksimum diberikan
dalam Tabel dibawah
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
46
Tabel 222 Batas Lendutan Maksimum
Komponen struktur dengan beban tidak Beban tetap Beban
Balok pemikul dinding atau finishing yang getas L360 - Balok biasa L240 - Kolom dengan analisis orde pertama saja h500 h200 Kolom dengan analisis orde kedua h300 h200
(Sumber Tata cara perencanaan struktur baja untuk bangunan gedung SNI 17292002)
- Profil Siku
a Kontrol Momen
ϕMn = 09 Mn
- Momen Leleh
Mn = 15 My
Dimana
My = momen leleh di sumbu lentur
- Momen dengan tekuk torsi lateral
1 Bila Me lt My
Mn = [ 092 -
] Me
2 Bila Me gt My
Mn = [ 192 ndash 117 ] Me lt 15 My
Lentur di sumbu utama major dari baja siku kaki sama
Me =
Dimana
Lb = Panjang profil tak terkekang
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
47
b = lebar siku
E = elastisitas profil siku
t = tebal profil siku
Me = momen tekuk lateral-torsi elastis
b kontrol geser
ϕVn = 09 06 Aw fy cv
Dimana Vn = kekuatan geser penampang Aw = luas badan = b x t fy = tegangan leleh profil siku Nilai cv dari persamaan diatas ditentukan dengan
- Bila
lt 11
cv = 1
- Bila
11
lt lt 137
cv = 11
x
- Bila
gt 137
cv =
x
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
48
2225 Perencanaan Balok Kolom
Komponen struktur yang mengalami momen lentur dan gaya aksial harus
direncanakan memenuhi ketentuan sebagai berikut
Untuk
gt 02
+ (
+
) lt 1
Untuk
lt 02
+ (
+
) lt 1
Dimana
Pu = Gaya aksial (tarik atau tekan) terfaktor N
Pn = Kuat nominal penampang N
ϕ = Faktor reduksi kekuatan
= 09 untuk aksial tarik
= 09 untuk aksial tekan
Mux = Momen lentur terfaktor terhadap sumbu-x
Muy = Momen lentur terfaktor terhadap sumbu-y
Mnx = Kuat nominal lentur penampang terhadap sumbu-x
Mny = Kuat nominal lentur penampang terhadap sumbu-y
ϕb = Faktor reduksi kekuatan lentur = 09
2226 Perencanaan Balok Komposit
Menurut SNI 17292015 lebar efektif balok komposit adalah
- seperdelapan dari bentang balok pusat-ke-pusat tumpuan
- setengah jarak ke sumbu dari balok yang berdekatan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
49
- jarak ke tepi dari pelat
Kekuatan Lentur Positif balok komposit bisa di disain secara plastis jika memenuhi
lt 376 Jika gt 376 maka momen harus di tentukan dengan
superposisi tegangan elastis (SNI 17292015) Nilai ultimate dari momen lentur
dapat di tinjau dari 2 kondisi yaitu
1 Sumbu netral jatuh pada pelat beton
Besar nya gaya tekan pada kondisi ultimate adalah
C = 085 a be
Gaya tarik pada profil baja adalah
T = As fy
Gaya tarik floor deck adalah
T = Afd fu
Jika ẏ gt (tf - hfd) keseimbangan gaya C = T maka diperoleh
a =
Lengan kopel terhadap gaya tekan
d1 = ts ndash ċ -
d2 = + ts -
Kuat momen lentur nominal positif balok komposit adalah
ϕMn = 09 [ As fy ( d2 ) + Afd fu ( d1 ) ]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
50
Gambar 28 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan ẏ lt (ts - hfd)
Gambar 29 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan ẏ gt (ts - hfd)
Jika ẏ lt (tf - hfd) gaya tarik floor deck adalah
T = Aefd fu
keseimbangan gaya C = T maka diperoleh
a =
Lengan kopel terhadap gaya tekan
d1 = ts ndash ċ -
d2 = + ts -
Kuat momen lentur nominal positif balok komposit adalah
ϕMn = 09 [ As fy ( d2 ) + Aefd fu ( d1 ) ]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
51
2 Sumbu netral jatuh pada baja profil
Besar nya gaya tekan pada kondisi ultimate adalah
Cc = 085 a be
Gaya tarik pada profil baja adalah
T = As fy
Keseimbangan gaya diperoleh
Trsquo = Cc + Cs
Besarnya Trsquo sekarang lebih kecil daripada Asfy yaitu
Trsquo = As fy - Cs
Sehingga gaya tekan profil baja
Cc + Cs = As fy - Cs
2Cs = Cc + As fy
Cs =
Jika ẏ lt (ts + tf) Pusat tarik profil
ӯ = ẏ ẏ
ẏ
lengan kopel terhadap pusat tarik
d1 = d ndash ӯ - (ẏ - ts)
d2 = d ndash ӯ + pusat tekan beton
kapasitas lentur positif nominal
ϕMn = 09 [ Cc ( d2 ) + Cs ( d1 ) ]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
52
Gambar 210 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan ẏ lt (ts + tf)
Jika (ts+ d) gt ẏ gt (ts + tf) Pusat tarik profil adalah
ӯ
ndash ẏ ẏ
ẏ
Lengan kopel terhadap gaya tarik
d1 = d ndash ӯ - tf
d2 = d ndash ӯ ndash tf - (ẏ - tf)
d3 = d ndash ӯ + pusat tekan beton
kapasitas lentur positif nominal
ϕMn = 09 [ Cc ( d3 ) + Csf ( d2 ) + Csw ( d1 ) ]
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
53
Gambar 211 Diagram tegangan balok komposit momen positif dengan ẏ gt (ts + tf)
Dimana
As = Luas baja profil mm2
Afd = Luas floor deck mm2
Aefd = Luas efektif floor deck mm2
a Tinggidariluasantekanbetonmm
bE Lebarefektifbeton
C = Gaya tekan KN
Ċ = Titik berat floor deck mm
d = Tinggi baja profil mm
= Tegangan leleh baja profil
= Tegangan ultimate floor deck
hfd = Tinggi floor deck
ts = Tebal pelat lantai mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
54
Kapasitas momen lentur negative menurut SNI 17292015 dapat di tentukan dari
kapasitas momen nominal dari profil baja itu sendiri sebagai alternatif dapat
ditentukan kapasitas momen negatif dari distribusi plastis penampang komposit
untuk keadaan leleh asalkan menenuhi
- Balok baja adalah penampang kompak dan dibreising secara cukup
- Steel headed stud atau angkur kanal baja yang menyambungkan pelat ke
balok baja pada daerah momen negatif
- Tulangan pelat yang paralel pada balok baja di lebar efektif pelat
diperhitungkan dengan tepat
Nilai ultimate dari momen lentur negatif komposit adalah
Gaya tarik tulangan
Tsr = Asr fyr
Gaya tarik floor deck
Tfd = Afd fu
Gaya tarik total
T = Tsr + Tfd
Gaya tekan maximum profil baja
Cmax = As fy
Jika Cmax gt T maka titik berat berada pada profil baja
T + Ts = Cmax ndash Ts
2Ts = Cmax ndash T
Ts = (Cmax ndash T)
Jika sumbu netral jatuh di sayap maka
b t fy = Ts
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
55
Gambar 212 Diagram tegangan balok komposit momen negatif dengan ts gt ẏ gt (ts + tf)
tc =
Pusat gaya tekan
ӯ = ẏ ẏ
ẏ
Lengan kopel terhadap gaya tekan
d1 = d ndash ӯ ndash tc
d2 = d ndash ӯ + Ċ
d3 = d ndash ӯ + ts ndash selimut pelat - empty
Momen nominal
ϕMn = 09 [Mn1 + Mn2 + Mn3]
= Tsr d3 + Tfd d2 + t fy d1
Jika sumbu netral jatuh di web maka
h tw fy = Ts - Tf
hrsquo =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
56
Gambar 213 Diagram tegangan balok komposit momen negatif dengan ẏ gt (ts + tf)
Pusat gaya tekan
ӯ ndash
Lengan kopel terhadap gaya tekan
d1 = d ndash ӯ ndash tf - hrsquo
d2 = d ndash ӯ ndash tf
d3 = d ndash ӯ + Ċ
d4 = d ndash ӯ + ts ndash selimut pelat - empty
Momen nominal
ϕMn = 09 [Mn1 + Mn2 + Mn3 + Mn4]
= Tsr d4 + Tfd d3 + tf fy d2 + hrsquo tw fy d1
Kekuatan geser yang tersedia dari balok komposit dengan steel headed stud atau
angkur kanal baja harus ditentukan berdasarkan properti dari penampang baja
sendiri Kekuatan geser nominal satu angkur steel headed stud yang ditanam pada
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
57
suatu pelat beton solid atau pada suatu pelat komposit dengan dek harus ditentukan
sebagai berikut
Qn = 05 Asc lt Rg Rp Asc fu
Dimana
Asc = Luas penampang shear conector
fcrsquo = Kuat tekan beton
Ec = Modulus elastisitas beton
fu = kuat putus shear conektor
Rg = 10 untuk
a Satu angkur steel headed stud yang di las pada suatu rusuk
dek baja dengan dek yang diorientasikan tegak lurus terhadap
profil baja
b Sejumlah dari angkur steel headed stud di suatu lajurbaris
secara langsung terhadap profil baja
c Sejumlah dari angkur steel headed stud yang di las pada
suatu lajur sampai dek baja dengan dek diorientasikan paralel
terhadap profil baja dan rasio dari lebar rusuk rata-rata
terhadap kedalaman rusuk ge 15
085 untuk
a Dua angkur steel headed stud yang dilas pada suatu rusuk
dek baja dengan dek diorientasikan tegak lurus terhadap
profil baja
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
58
b Satu angkur steel headed stud yang di las melewati dek baja
dengan dek diorientasikan paralel terhadap profil baja dan
rasio dari lebar rusuk rata-rata terhadap kedalaman rusuk lt
15
07 untuk tiga atau lebih angkur steel headed stud yang dilas pada
suatu rusuk dek baja dengan dek yang diorientasikan tegak lurus
terhadap profil baja
Rp = 075 untuk
a Angkur steel headed stud yang dilas secara langsung pada
profil baja
b Angkur steel headed stud yang dilas pada suatu pelat komposit
dengan dek yang diorientasikan tegak lurus terhadap balok dan
emid-ht ge 2 in (50 mm) Angkur steel headed stud yang dilas
melewati dek baja atau lembaran baja yang digunakan sebagai
material pengisi gelagar dan ditanam pada suatu pelat
komposit dengan dek diorientasikan paralel terhadap balok
tersebut
06 untuk angkur steel headed stud yang di las pada suatu pelat
komposit dengan dek diorientasikan tegak lurus terhadap balok
dan emid-ht lt 2 in (50 mm)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
59
emid-ht = jarak dari tepi kaki angkur steel headed stud terhadap
badan dek baja diukur di tengahtinggi dari rusuk dek
dan pada arah tumpuan beban dari angkur steel headed
stud (dengan kata lain pada arah dari momen maksimum
untuk suatu balok yang ditumpu sederhana)
Tabel 223 Nilai untuk Rg dan Rp untuk setiap kasus Kapasitas untuk angkur steel headed stud
Kondisi Rg Rp
Tanpa dek 10 10 Dek diorientasi paralel terhadap profil baja
gt 15 lt 15
10
085
075
075
Dek diorientaskan tegak lurus terhadap profil
10
06
baja Jumlah dari angkur steel headed stud yangmemiliki rusuk dek yang sama
1 2 085 06
+3 atau lebih 07 06+
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015) Catatan Wr = lebar rata-rata dari rusuk atau voute beton hr = tinggi rusuk nominal untuk suatu angkur steel headed stud tunggal nilai ini dapat ditingkatkan sampai 075 bila emid-ht gt 51 mm
2227 Perencanaan Sambungan Las
Luas efektif dari suatu las sudut adalah panjang efektif dikalikan dengan throat
efektif Throat efektif dari suatu las sudut merupakan jarak terpendek (garis tinggi)
dari perpotongan kaki las ke muka las diagrammatik Suatu penambahan dalam
throat efektif diizinkan jika penetrasi konsisten di luar jarak terpendek (garis tinggi)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
60
dari perpotongan kaki las ke muka las diagrammatik yang dibuktikan melalui
pengujian dengan menggunakan proses produksi dan variabel prosedur Untuk las
sudut dalam lubang dan slot panjang efektif harus panjang dari sumbu las
sepanjang pusat bidang yang melalui throat Pada kasus las sudut yang
beroverlap luas efektif tidak boleh melebihi luas penampang nominal dari lubang
atau slot dalam bidang permukaan lekatan (SNI 17292015)
Sumber httpwwwtwi-globalcomtechnical-knowledgejob-knowledgedesign-part-2-091
Gambar 214 Tebal efektif las sudut Ukuran minimum las sudut menurut SNI 17292015 harus tidak kurang dari ukuran
yang diperlukan untuk menyalurkan gaya yang dihitung atau ukuran seperti yang
tertera dalam Tabel 223 Ukuran maksimum dari las sudut dari bagian-bagian yang
tersambung harus
a Sepanjang tepi material dengan ketebalan kurang dari frac14 in (6 mm) tidak
lebih besar dari ketebalan material
b Sepanjang tepi material dengan ketebalan frac14 in (6 mm) atau lebih tidak
lebih besar dari ketebalan material dikurangi 116 in (2 mm) kecuali las
yang secara khusus diperlihatkan pada gambar pelaksanaan untuk
memperoleh ketebalan throat-penuh Untuk kondisi las yang sudah jadi
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
61
jarak antara tepi logam dasar dan ujung kaki las boleh kurang dari 116 in
(2 mm) bila ukuran las secara jelas dapat diverifikasi
Tabel 224 Tebal minimum las sudut
Ketebalan Material dari Bagian Paling Tipis yang Tersambung in (mm)
Ukuran Minimum Las Sudut[a] in (mm)
Sampai dengan frac14 (6) 18 (3) Lebih besar dari frac14 (6) sampai dengan frac12 (13) 316 (5)
Lebih besar dari frac12 (13) sampai dengan frac34 (19) frac14 (6) Lebih besar dari frac34 (19) 516 (8)
[a] Dimensi kaki las sudut Las pas tunggal harus digunakan Catatan Lihat Pasal J22b untuk ukuran maksimum las sudut
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015)
Panjang minimum dari las sudut yang dirancang berdasarkan kekuatan tidak boleh
kurang dari empat kali ukuran las nominal atau ukuran lain dari las harus
diperhitungkan tidak melebihi frac14 dari panjangnya Jika las sudut longitudinal saja
digunakan pada sambungan ujung dari komponen struktur tarik tulangan-rata
panjang dari setiap las sudut tidak boleh kurang dari jarak tegak lurus antaranya
Gambar 215 Panjang las longitudinal
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
62
Kekuatan desain ϕRn yang dilas harus merupakan nilai terendah dari kekuatan
material dasar yang ditentukan menurut keadaan batas dari keruntuhan tarik dan
keruntuhan geser dan kekuatan logam las yang ditentukan menurut keadaan batas
dari keruntuhan berikut ini
Untuk logam dasar
ϕRn = 075 fn BM ABM
Untuk logam las
ϕRn = 075 fne AWE
Dimana
fn BM = tegangan nominal dari logam dasar ksi (MPa)
fne = tegangan nominal dari logam las ksi (MPa)
ABM = luas penampang logam dasar in2 (mm2)
AWE = luas efektif las in2 (mm2)
kelompok las linear dengan suatu ukuran kaki yang seragam dibebani
melalui titik berat
ϕRn = 075 fne AWE
dan
fne = 060 fEXX ( 1 + 05sin15 θ )
dimana
fEXX = kekuatan klasifikasi logam pengisi ksi (MPa)
θ = sudut pembebanan yang diukur dari sumbu longitudinal las derajat
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
63
Kekuatan sambungan las pada sambungan pemikul momen adalah
ϕMn = sum ϕPlas d
Dimana
ϕMn = Kekuatan nominal sambungan las terhadap momen
ϕPlas = Gaya las terkoreksi
d = Lengan kopel terhadap garis netral
Gambar 216 Momen plastis siklik pada sambungan pemikul momen
2228 Perencanaan Sambungan Baut
Semua baut kekuatan-tinggi yang disyaratkan pada gambar desain yang digunakan
dalam pra-tarik atau joint kritis-slip harus dikencangkan dengan suatu ketegangan
baut tidak kurang dari yang diberikan dalam Tabel 224 kuat tarik nominal dan
kuat geser nominal pada sambungan tipe tumpu diberikan dalam tabel 225 dan
ukuran lubang maksimum untuk baut diberikan dalam Tabel 226 Jarak antara
pusat-pusat standar ukuran-berlebih atau lubang-lubang slot tidak boleh kurang
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
64
dari 2 23 kali diameter nominal d dari pengencang suatu jarak 3d yang lebih
disukai Jarak dari pusat lubang standar ke suatu tepi dari suatu bagian yang
disambung pada setiap arah tidak boleh kurang dari nilai yang berlaku dari Tabel
227 Jarak maksimum dari pusat setiap baut ke tepi terdekat dari bagian-bagian
dalam kontak harus 12 kali ketebalan dari bagian yang disambung akibat
perhitungan tetapi tidak boleh melebihi 6 in (150 mm) (SNI 17292015) Spasi
longitudinal pengencang antara elemen-elemen yang terdiri dari suatu pelat dan
suatu profil atau dua pelat pada kontak menerus harus sebagai berkut
1 Untuk komponen struktur dicat atau komponen struktur tidak dicat yang
tidak menahan korosi spasi tersebut tidak boleh melebihi 24 kali ketebalan
dari bagian tertipis atau 12 in (305 mm)
2 Untuk komponen struktur tidak dicat dari baja yang berhubungan dengan
cuaca yang menahan korosi atmospheric spasi tidak boleh melebihi 14 kali
ketebalan dari bagian tertipis atau 7 in (180 mm)
Catatan Dimensi pada (a) dan (b) tidak berlaku untuk elemen-elemen yang terdiri
dari dua profil dalam kontak menerus
Tabel 225 Pratarik baut minimum kN
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015)
Ukuran Baut mm Baut A325M Baut A490MM16 91 114 M20 142 179 M22 176 221 M24 205 257 M27 267 334 M30 326 408 M36 475 595
Sama dengan 070 dikalikan kekuatan tarik minimum baut dibulatkan mendekati kN seperti disyaratkan dalam spesifikasi untuk baut ASTM A325M dan A490M dengan ulir UNC
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
65
Kekuatan tarik atau geser desain dari suatu baut snug-tightened atau baut kekuatan-
tinggi pra-tarik atau bagian berulir harus ditentukan sesuai dengan keadaan batas
dari keruntuhan tarik dan keruntuhan geser sebagai berikut
ϕRn = 075 fn AB
Dimana
AB = Luas penampang baut
fn = kuat nominal baut terhadap tarik (fnt) atau geser (fnv) (tabel 225)
Kekuatan tarik yang tersedia dari baut yang menahan kombinasi gaya tarik dan
geser harus ditentukan sesuai dengan keadaan batas dari keruntuhan geser sebagai
berikut
ϕRn = 075 fnrsquo AB
dan
fnrsquo = 13 fnt -
frv lt fnt
dimana
fnrsquo = tegangan tarik nominal yang dimodifikasi mencakup efek tegangan
geser ksi (MPa)
fnt = tegangan tarik nominal dari Tabel 225 ksi (MPa)
fnv = tegangan geser dari Tabel 225 ksi (MPa)
frv = tegangan geser yang diperlukan ksi (MPa)
Tegangan geser yang tersedia dari sarana penyambung sama dengan atau melebihi
tegangan geser yang diperlukanfrv
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
66
Catatan Catatan bahwa bila tegangan yang diperlukan f baik geser atau tarik
yang kurang dari atau sama dengan 30 persen dari tegangan yang tersedia yang
sesuai efek kombinasi tegangan tidak perlu diperiksa
Tabel 226 Kekuatan nominal pengencang dan bagian yang berulir ksi (MPa)
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015) Tabel 227 Dimensi Lubang Nominal mm
Diameter
Baut
Dimensi LubangStandar
(Diameter)Ukuran-lebih
(Diameter)Slot-Pendek
(Lebar x Panjang)Slot-Panjang
(Lebar x Panjang)M16 18 20 18 x 22 18 x 40M20 22 24 22 x 26 22 x 50M22 24 28 24 x 30 24 x 55M24 27[a] 30 27 x 32 27 x 60M27 30 35 30 x 37 30 x 67M30 33 38 33 x 40 33 x 75ge M36 d + 3 d + 8 (d + 3) x (d + 10) (d + 3) x 25d
[a] Izin yang diberikan memungkinkan penggunaan baut 1 in jika diinginkan (Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015)
Deskripsi Pengencang Kekuatan Tarik
Nominal Fnt ksi (MPa)[a]
Kekuatan Geser Nominal dalam Sambungan Tipe-
Tumpu Fnv ksi (MPa)[b]
Baut A307 45 (310) 27 (188) [c][d]
Baut group A (misal A325) bila ulir tidak dikecualikan dari bidang geser
90 (620) 54 (372)
Baut group A (misal A325) bila ulir tidak termasuk dari bidang geser
90 (620) 68 (457)
Baut A490 atau A490M bila ulir tidak dikecualikan dari bidang geser
113 (780) 68 (457)
Baut A490 atau A490M bila ulir tidak termasuk dari bidang geser
113 (780) 84 (579)
Bagian berulir yang memenuhi persyaratan Pasal A34 bila ulir tidak dikecualikan dari bidang geser
075 Fu 0450 Fu
Bagian berulir yang memenuhi persyaratan Pasal A34 bila ulir tidak termasuk dari bidang geser
075 Fu 0563 Fu
[a]untuk baut kekuatan tinggi yang menahan beban fatik tarik[b]Untuk ujung sambungan yang dibebani dengan panjang pola pengencang lebih besar dari 38 in (965 mm) Fnv harus direduksi sampai 833 dari nilai tabulasi Panjang pola pengencang merupakan jarak maksimum sejajar dengan garis gaya antara sumbu baut-baut yang menyambungkan dua bagian dengan satu permukaan lekatan [c]Untuk baut A307 nilai yang ditabulasikan harus direduksi sebesar 1 persen untuk setiap 116 in (2 mm) di atas diameter 5 dari panjang pada pegangangrip tersebut [d]Ulir diizinkan pada bidang geser
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
67
(a) Sambungan tidak diperkaku (b) Sambungan diperkaku (c) Sambungan diperkaku + pengaku kolom
Tabel 228 Jarak tepi minimum dari pusat lubang standar ke tepi dari bagian
yang disambung
Diameter Baut (mm) Jarak Tepi Minimum 16 22 20 26 22 28 24 30 27 34 30 38 36 46
Di atas 36 125d [a]Jika diperlukan jarak tepi terkecil diizinkan asalkan ketentuan yang sesuai Pasal J310 dan J4 dipenuhi tetapi jarak tepi yang kurang dari satu diameter baut tidak diizinkan tanpa persetujuan dari Insinyur yang memiliki izin bekerja sebagai perencana [b]Untuk ukuran-berlebih atau lubang-lubang slot lihat Tabel J35M
(Sumber Spesifikasi untuk bangunan gedung baja struktural SNI 17292015)
Beberapa aplikasi dari sambungan baut adalah sambungan pemikul momen dan
sambungan geser Prinsip dasar dari sambungan baut adalah baut menahan gaya
geser dan gaya tarik
1 Sambungan pemikul momen
Gambar 217 Sambungan pemikul momen menurut AISC 2003
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
68
Gambar 219 Menentukan Muc
Perencanaan sambungan baut untuk balok kolom lebih kuat dari profil yang
disambung untuk menghindari prilaku sambungan yg runtuh getas Momen
rencana untuk sambungan adalah
- Sambungan tidak diperkaku
Muc = Mp + Vu (k) k terkecil dari d atau 3b
- Sambungan diperkaku
Muc = Mp + Vu (Lst + tp)
Gambar 218 Lokasi sendi plastis
Lst =
Gambar 220 Geometri sambungan end-plate
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
69
Sambungan end-plate pada umum nya mempunya 2 buat setiap baris jika dibebani
sampai kondisi ultimate maka reaksi setiap baut adalah 2Pt kapasitas sambungan
tanpa efek prying maka momen kapasitas sambungan adalah jumlah kumulatif
statis momen gaya reaksi baut tarik 2Pt terhadap titik resultan desak di pusat berat
pelat sayap profil (Dewobroto 2016) Kuat sambungan berdasarkan baut tanpa efek
prying adalah
ϕMnp = 2 ϕPt sum
= 2 ϕPt sum (h0 + h1 + h3 hellip hi)
Dimana
Mnp = kapasitas sambungan end-plate didasarkan pada kuat tarik tanpa
efek prying
Pt = gaya reaksi tarik baut
Gambar 221 Momen kopel baut tarik terhadap sayap tekan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
70
Tabel 229 Kapasitas sambungan end-pelat menurut AISC 2003
No Kapasitas Sambungan
1
Konfigurasi 4 baut tanpa pengaku
2
Konfigurasi 4 baut dengan pengaku
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
71
Tabel 229 Kapasitas sambungan end-pelat menurut AISC 2003 (lanjutan)
No Kapasitas Sambungan
3
Konfigurasi 6 baut tanpa pengaku
4
Konfigurasi 8 baut tanpa pengaku
Sumber Extended end-plateed moment connections seismic and wind applications AISC 2003
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
72
2 Sambungan Geser
Gambar 222 Sambungan balok anak ke balok induk
Perencanaan sambungan baut untuk geser juga harus lebih kuat dari profil yang
disambung untuk menghindari prilaku sambungan yg runtuh getas Gaya geser
rencana untuk sambungan adalah gaya geser ultimate balok anak sehingga
jumlah baut yg diperlukan adalah
=
Dimana
= kuat geser nominal profil
= kuat geser minimum baut
223 Disain untuk stabilitas
Stabilitas harus disediakan untuk struktur secara keseluruhan dan untuk setiap
elemennya Efek terhadap stabilitas struktur dan elemen-elemennya harus
memperhitungkan hal-hal berikut
1 lentur geser dan deformasi komponen struktur aksial dan semua deformasi
lainnya yang memberi kontribusi terhadap perpindahan struktur
2 efek orde-kedua (kedua efek P-∆ dan P-δ)
3 ketidaksempurnaan geometri
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
73
4 reduksi kekakuan akibat inelastisitas
5 ketidakpastian dalam kekakuan dan kekuatan Semua efek yang bergantung
beban harus dihitung di level pembebanan sesuai dengan kombinasi beban
Direct Analysis Method (DAM) dibuat untuk mengatasi keterbatasan Effective
Length Method (ELM) yang merupakan strategi penyederhanaan analisis cara
manual Akurasi DAM dapat diandalkan karena memakai komputer dan
mempersyaratkan program analisis struktur yang dipakai seperti
1 Dapat memperhitungkan deformasi komponen-komponen struktur dan
sambungannya yang mempengaruhi deformasi struktur keseluruhan
Deformasi komponen yang dimaksud berupa deformasi akibat lentur aksial
dan geser Persyaratan ini cukup mudah hampir sebagian besar program
komputer analisa struktur berbasis metoda matrik kekakuan apalagi
lsquometoda elemen hinggarsquo yang merupakan algoritma dasar ana-lisa struktur
berbasis komputer sudah memasukkan pengaruh deformasi pada elemen
formulasinya (Dewobroto 2013)
2 Pengaruh Orde ke-2 (P-Δ amp P-δ) Program komputer yang dapat
menghitung gaya-gaya batang dengan analisa struktur orde ke-2 yang
mempertimbangkan pengaruh P-Δ dan P-δ adalah sangat penting dan
menentukan Umumnya program komputer komersil bisa melakukan
analisa struktur orde ke-2 meskipun kadangkala hasilnya bisa berbeda satu
dengan lain-nya Oleh karena itu diperlukan verifikasi terhadap kemam-
puan program komputer yang dipakai Ketidaksempurnaan terjadi ketika
program ternyata hanya mampu memperhi-tungkan pengaruh P-Δ saja
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
74
tetapi tidak P-δ Adapun yang dimaksud P-Δ adalah pengaruh pembebanan
akibat terjadinya perpindahan titik-titik nodal elemen sedangkan P-δ adalah
pengaruh pembebanan akibat deformasi di elemen (di antara dua titik nodal)
(Dewobroto 2013) seperti terlihat pada Gambar 28 di bawah
Gambar 223 Pengaruh Orde ke-2 (AISC 2010)
3 Perhitungan stabilitas struktur modern didasarkan anggapan bah-a
perhitungan gaya-gaya batang diperoleh dari analisa struktur elastik orde-2
yang memenuhi kondisi keseimbangan setelah pembebanan yaitu setelah
deformasi Ketidak-sempurnaan atau cacat dari elemen struktur seperti
ketidaklurusan batang akibat proses fabrikasi atau konsekuensi adanya
toleransi pelaksanaan lapangan akan menghasilkan apa yang disebut efek
destabilizing Adanya cacat bawaan (initial imperfection) yang
mengakibatkan efek destablizing dalam Direct Analysis Method (DAM)
dapat diselesaikan dengan dua cara yaitu [1] cara pemodelan langsung cacat
pada geometri model yang dianalisis atau [2] memberikan beban notional
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
75
(beban lateral ekivalen) dari sebagian prosentasi beban gravitasi (vertikal)
yang bekerja Cara pemodelan langsung dapat diberikan pada titik nodal
batang yang digeser untuk sejumlah tertentu perpindahan yang besarnya
diambil dari toleransi maksimum yang diperbolehkan dalam perencanaan
maupun pelaksanaan Pola penggeseran titik nodal pada pemodelan
langsung harus dibuat sedemikian rupa sehingga memberikan efek
destabilizing terbesar Pola yang dipilih dapat mengikuti pola lendutan hasil
pembebanan atau pola tekuk yang mungkin terjadi Beban notional
merupakan beban lateral yang diberikan pada titik nodal di semua level
berdasarkan prosentasi beban vertikal yang bekerja di level tersebut dan
diberikan pada sistem struktur penahanbeban gravitasi melalui rangka atau
kolom vertikal atau dinding sebagai simulasi pengaruh adanya cacat
bawaan (initial imperfection)Beban notional harus ditambahkan bersama-
sama beban lateral lain juga pada semua kombinasi kecuali kasus tertentu
yang memenuhi kriteria pada Section C22b(1) (SNI 1729 2015) Besarnya
beban notional adalah
Ni = 0002 α Yi
Dimana
α = 16 untuk metode tegangan izin dan 10 untuk metode ultimit
Ni = Beban notional yang digunakan pada level i
Yi = Beban grafitasi yang digunakan pada level i
Nilai 0002 mewakili nilai nominal rasio kemiringan tingkat (story out of
plumbness) sebesar 1500 yang mengacu AISC Code of Standard Practice
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
76
Jika struktur aktual ternyata punya kemiringan tingkat berbeda lebih besar
tentunya maka nilai tersebut tentunya perlu ditinjau ulang Beban notional
pada level tersebut nantinya akan didistribusikan seperti halnya beban
gravitasi tetapi pada arah lateral yang dapat menimbulkan efek
destabilizing terbesar Jadi perlu beberapa tinjauanPada bangunan gedung
jika kombinasi beban belum memasukkan efek lateral maka beban notional
diberikan dalam dua arah alternatif ortogonal masing-masing pada arah
positip dan arah negatif yang sama untuk setiap level Sedangkan untuk
kombinasi dengan beban lateral maka beban notional diberikan pada arah
sama dengan arah resultan kombinasi beban lateral pada level tersebut Jadi
penempatan notional load diatur sedemikian rupa agar jangan sampai hasil
akhir kombinasinya akan lebih ringan Bukankah notional load adalah
untuk memodelkan ketidaksempurnaan (Dewobroto 2015)
Adanya leleh setempat (partial yielding) akibat tegangan sisa pada profil
baja (hot rolled atau welded) akan menyebabkan pelemahan kekuatan saat
mendekati kondisi batasnya Kondisi tersebut pada akhirnya menghasilkan
efek destabilizing seperti yang terjadi akibat adanya geometry imperfection
Kondisi tersebut pada Direct Analysis Method (DAM) akan diatasi dengan
penyesuaian kekakuan struktur yaitu memberikan faktor reduksi kekakuan
Nilainya diperoleh dengan cara kalibrasi dengan membandingkannya
dengan analisa distribusi plastisitas maupun hasil uji test empiris (Galambos
1998) Faktor reduksi kekakuan EI=08τbEI dan EA=08EA dipilih DAM
dengan dua alasan
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
77
Pertama Portal dengan elemen langsing yang kondisi batasnya ditentukan
oleh stabilitas elastis maka faktor 08 pada kekakuan dapat
menghasilkan kuat batas sistem sebesar 08 times kuat tekuk
elastisHal ini ekivalen dengan batas aman yang ditetapkan pada
perencanaan kolom langsing memakai Efective Length Method
persamaan E3-3 (SNI 1729 2015) yaitu φPn = 09 (0877 Pe) =
079 Pe
Kedua Portal dengan elemen kaku stocky dan sedang faktor
08τb dipakai memperhitungkan adanya pelemahan (softening)
akibat kombinasi aksial tekan dan momen lentur Jadi kebetulan
jika ternyata faktor reduksi kolom langsing dan kolom kaku
nilainya saling mendekati atau sama Untuk itu satu faktor reduksi
sebesar 08τb dipakai bersama untuk semua nilai kelangsingan
batang (SNI 1729 2015 C23(1)) (Dewobroto 2015)
Faktor τb mirip dengan reduksi kekakuan inelastis kolom akibat hilangnya
kekakuan batang Untuk kondisi Pr le 05Py dimana Pr= adalah gaya tekan
perlu hasil kombinasi LRFD
τb = 1
Jika gaya tekannya besar yaitu Pr gt 05Py maka
τb = 4 [ 1 - ]
Pemakaian reduksi kekakuan hanya berlaku untuk memperhitungkan
kondisi batas kekuatan dan stabilitas struktur baja dan tidak digunakan pada
perhitungan drift (pergeseran) lendutan vibrasi dan penentuan periode
getar Untuk kemudahan pada kasus τb = 1 reduksi EI dan EA dapat
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
78
diberikan dengan cara memodifikasi nilai E dalam analisis Tetapi jika
komputer program bekerja semi otomatis perlu diperhatikan bahwa reduksi
E hanya diterapkan pada 2nd order analysis Adapun nilai modulus elastis
untuk perhitungan kuat nominal penampang tidak boleh dikurangi seperti
misal saat perhitungan tekuk torsi lateral pada balok tanpa tumpuan lateral
(Dewobroto 2015) Bebanan notional dapat juga dipakai untuk antisipasi
pelemahan kekakuan lentur τb akibat kondisi inelastic adanya tegangan
residu Strategi ini cocok untuk menyederhanakan perhitungan DAM pada
batang dengan gaya tekan besar αPr gt 05Py dimana nilai τb lt 10 Jika
strategi ini akan dipakai maka τb = 10 dan diberikan beban notional
tambahan sebesar
Ni = 0001 α Yi
Dimana
α = 16 untuk metode tegangan izin dan 10 untuk metode ultimit
Ni = Beban notional yang digunakan pada level i
Yi = Beban grafitasi yang digunakan pada level i
Beban tersebut diberikan sekaligus bersama beban notional yang
merepresentasikan cacat geometri bawaan (initial imperfection) karena
sifatnya memperbesar maka beban notional akhir menjadi Ni=0003Yi
sedangkan τb = 10 untuk semua kombinasi beban (Dewobroto 2015)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
79
BAB III
METODE PENELITIAN
31 Persiapan
Tahap ini merupakan rangkaian kegiatan sebelum melakukan pengumpulan
dan pengolahan data Tahap ini meliputi kegiatan-kegiatan sebagai berikut
1 Menentukan judul Tugas Akhir
2 Pembuatan proposal Tugas Akhir
3 Studi pustaka terhadap materi sebagai garis besar
32 Bagan Alir
MULAI
PENGUMPULAN DATA
STUDI LITERATUR
TAHAP DESAIN DATA
Perhitungan beban mati
Perhitungan beban hidup
Perhitungan beban angin
Perhitungan beban gempa
PENGOLAHAN DATA
A Pradimensi dan kontrol struktur sekunder B Analisa struktur primer dengan bantuan etabs 2015
(efek P-∆ dan P-δ) dan kontrol manual C Disain sambungan balok kolom dan sambungan
balok balok
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
80
Gambar 31 Diagram Alir Penelitian
321 Mulai
322 Pengumpulan Data
Pengumpulan data data yang di gunakan dalam perencanaan struktur baja
seperti profil yang di gunakan kuat tarik baja yang tersedia dan kuat tekan beton
rencana
323 Studi Literatur
Studi literatur bermula dari pengumpulan teori-teori yang berhubungan
dengan disain baja dan system rangka baja pemikul momen khusus Selain itu
dikumpulkan juga data-data yang berhubungan dengan tugas akhir ini seperti data
pembebanan gedung yang diambil dari peraturan pembebanan untuk gedung 1983
HASIL DAN PEMBAHASAN
Dimensi struktur sekunder Dimensi struktur primer Rencana Sambungan
SELESAI
KESIMPULAN DAN SARAN
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
81
dan rumus-rumus yang akan digunakan dalam perhitungan berdasarkan metode
Load and Resistance Factor Design (LRFD)
324 Tahap Desain Data
Pada tahap desain data hal pertama yang dikerjakan adalah menghitung
pembebanan pada struktur sekunder Perhitungan pembebanan berdasarkan
PPURG 1983 Beban-beban yang bekerja hanya beban mati dan beban hidup
Struktur sekunder meliputi pelar metal deck pelat baja gording dan tangga
Setelah perhitungan pembebanan selesai tahap selanjutnya adalah
melakukan pradimensi ketebalan pada pelat dan pradimensi profil pada gording dan
tangga Kemudian hasil pradimensi akan dikontrol apakah dimensi yang di
asumsikan sudah memenuhi syarat atau belum sesuai dengan besarnya gaya-gaya
dalam yang bekerja pada masing masing struktur sekunder tersebut Jika sudah
memenuhi syarat maka reaksi dari masing masing struktur sekunder tersebut akan
di jadikan beban pada struktur primer Struktur primer yang sudah di pradimensi
akan di analisa dengan menggunakan kombinasi kombinasi beban mati beban hidup
dan beban gempa dengan bantuan software etabs 2015 Selanjutkan output dari
etabs berupa momen lentur gaya lintang dan gaya normal pada masing masing
balok dan kolom akan di kontrol secara manual dengan metode LRFD yang
mengacu kepada SNI 1729 2015
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
82
325 Pengolahan Data
325a Analisa Struktur Manual Dengan Metode LRFD
Pada tahap analisa struktur manual dengan metode LRFD bagian yang akan
dianalisa adalah mengontrol momen lentur dan gaya geser yang terjadi pada balok
komposit Pada kolom di kontrol kombinasi gaya tekan dan lentur dua arah serta
gaya geser Lalu selanjutnya adalah melakukan kontrol terhadap pradimensi apakah
sudah memenuhi syarat atau belum
325b Analisa sambungan balok kolom
Analisa sambungan dilakukan untuk mendapatkan jumlah baut tebal pelat
penyambung tebal las pada Balok dan kolom analisa sambungan pemikul momen
menggunakan momen plastis penampang sebagai momen ultimit sehingga
kekuatan sambungan sama dengan atau lebih besar dari kekuatan profil sedangkan
pada sambungan sendi digunakan gaya geser ultimate sebagai gaya geser rencana
326 Hasil dan Pembahasan
Dimensi struktur sekunder dan dimensi struktur primer yang memenuhi
syarat keamanan dan kenyamanan Rekapitulasi stress ratio pada balok komposit
dan kolom yang ada di struktur primer Stress ratio sendiri adalah perbandingan
gaya terfaktor dibagi dengan gaya terkoreksi yang artinya jika stress ratio lebih
besar dari satu (1) maka struktur dinyatakan tidak memenuhi syarat keamanan
327 Kesimpulan dan Saran
328 Selesai
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
83
BAB IV
HASIL DAN PEMBAHASAN
41 Disain Struktur Sekunder
411 Pelat Floor deck
Gambar 41 Tributari area elevasi +580 m
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat sendiri pelat 012 x 1 x 2400 = 288 kgm
Berat spesi 002 x 1 x 2100 = 42 kgm
Berat keramik 001 x 1 x 2400 = 24 kgm +
qdl = 354 kgm
2 Beban hidup (life load)
Berdasarkan PPPURG 1987 beban hidup untuk lantai pabrik 400 kgm2
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
84
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 354 = 4956 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 354 + 16 x 400 = 10648 kgm
sehingga digunakan qu = 10648 kgm
B Dimensi Floor Deck
Berdasarkan SNI ndash 03 ndash 2847 ndash 2002 pasal 103 didapat momen positif
maximum untuk pelat satu arah adalah
Gambar 42 Distribusi momen untuk pelat satu arah
=
=
= 30422 kg m
Dicoba smartdeck BMT 07 mm
Gambar 43 Diagram tegangan momen kopel (positif) floor deck
d = h ndash c = 120 ndash 255 = 945 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
85
a =
=
= 239867 mm
ϕMn = 08 As fy ( d- )
ϕMn = 08 x 92676 x 550 ( 945 -
)
ϕMn = 33644 kg m gt Mu = 30422 kg m ( OK )
C Dimensi Wiremesh
Berdasarkan SNI ndash 03 ndash 2847 ndash 2002 pasal 103 didapat momen negatif
maximum untuk pelat satu arah adalah
=
=
= 42592 kg m
Dicoba wiremesh M-8 ( AST = 33493 mm2 )
Gambar 44 Diagram tegangan momen kopel (negatif) floor deck
d = h - selimut ndash 05 ϕ = 120 ndash 20 ndash 05 x 8 = 96
a =
=
= 1083 mm
ϕMn = 08 As fy ( d- )
ϕMn = 08 x 33493 x 400 ( 96 -
)
ϕMn = 970955 kg m gt Mu = 42592 kg m ( OK )
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
86
412 Balok Anak Pelat Floor Deck
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat floof deck = 2 x 354 = 708 kgm
Berat WF 300 x 150 x 55 x 8 = 32 = 32 kgm +
qdl = 740 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup pelat = 2 x 400 = 800 kgm
qll = 800 kgm
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 740 = 1036 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 740 + 16 x 800 = 2168 kgm
sehingga digunakan qu = 2168 kgm
B Momen ultimate
MMAX = qu l2
MMAX = 2168 x 82
MMAX = 17344 kg m
C Kontrol momen
- menentukan lebar efektif pelat beton
1 be lt
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
87
be lt
be lt 1
2 be lt bo
be lt 1
sehingga digunakan be = 1 meter
akibat adanya lubang pada floor deck maka digunakan bekivalen
bekivalen =
=
= 810 mm
- Menentukan nilai n
Ebeton = 4700 = 4700 radic25 = 23500
Ebaja = 200000
n = = = 851
- Menentukan lebar transformasi penampang beton
=
= 951 cm
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Pelat Beton 11412 6 68472 Floor Deck 1867 945 17643 Profil WF 3766 245 92267
sum 17045 sum 178382
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
88
ẏ = sum
sum =
= 1046 cm
Titik berat berada di pelat beton
a =
=
= 4938 mm
d1 = 05hprofil + tpelat = 125 + 120 = 245 mm
d2 = hprofil ndash ċ = 120 ndash 1713 = 10287
ϕMn = 09 As fy ( d1- )
ϕMn = 09 x [ 3766 x 240 x ( 245 -
) +118843 550 ( 10287 -
) ]
ϕMn = 1792124 + 102396
ϕMn = 189452 kg m gt Mu = 17344 kg m ( OK )
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
89
D Dimensi Penghubung Geser (Shear Conector)
Gaya horizontal akibat aksi komposit penuh
Vh = 085 a b = 085 x 4938 x 1000 x 25 = 1049325 N
Digunakan Stud connector ⅝rdquo luas satu buah stud connector adalah
Asc = d2 = 158752 =19801 mm2
Kuat geser satu buah shear connector
Qn = 05 Asc lt Rg Rp Asc fu
Qn = 05 x 19801 x radic25 23500 lt 085 x 075 x 19801 x 550
Qn = 7588676 N lt 69427
Jumlah shear connector yang di butuhkan
N = = = 151 ~ 16 buah untuk setengah bentang
Total kebutuhan shear connector adalah 32 buah untuk semua bentang Jika
dipasang dua buah shear connector pada setiap penampang melintang maka
jarak shear connector adalah
S = = 500 mm
Smin = 6d = 6 x 15875 = 9525 mm
Smax = 8t = 8 x 120 = 960 mm
Strans = 4d = 4 x 15875 = 635 mm
Sehingga digunakan shear connector 2 x (⅝rdquo x 65 cm) dengan jarak 20 cm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
90
E Kontrol Geser
Menghitung gaya geser ultimate
Vu = qu l = x 2168 x 8 = 8672 kg
Menghitung gaya geser nominal
ϕVn = 09 (06 fy) h tw
ϕVn = 09 x 06 x 240 x 264 x 55
ϕVn = 20243 kg gt Vu = 8672 kg (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
91
413 Pelat Chekered
Gambar 45 Tributari area elevasi +1070 m
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat pelat 45 mm = 00045 x 1 x 7850 = 35325 kgm
2 Beban hidup (life load)
Berdasarkan PPPURG 1987 beban hidup untuk lantai pabrik 400 kgm2
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 35325 = 49455 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 35325 + 16 x 400 = 68239 kgm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
92
sehingga digunakan qu = 68239 kgm
B Momen Maximum
Berdasarkan SNI ndash 03 ndash 2847 ndash 2002 pasal 103 didapat momen maximum
untuk pelat satu arah adalah
Gambar 46 Distribusi momen untuk pelat satu arah
=
=
= 2557 kg m
C Momen Nominal
ϕMn = 09 zx fy
= 09 x ( b d2 ) x fy
= 09 x ( 1000 x 452 ) x 240
= 10935 kg m gt Mu = 2557 kg m OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
93
414 Siku Pengaku Pelat Lantai Chekred
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat pelat 45 mm = 00045 x 06 x 7850 = 21195 kgm
Berat L 70 x 70 x 6 = 638 = 638 kgm +
= 27575 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup pelat = 06 x 400 = 240 kgm
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 27575 = 35805 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 27575 + 16 x 240 = 41469 kgm
sehingga digunakan qu = 41469 kgm
B Momen Maximum
=
=
= 7465 kg m
C Momen Nominal
My = sx fy
= 7330 x 240
= 17592 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
94
Me =
=
= 13524 kg m
Me gt My
Mn = [ 192 ndash 117 ] Me lt 15 My
= [ 192 ndash 117
] My lt 15 My
= 1498 My lt 15 My
ϕMn = 09 x 1498 x My
= 09 x 1498 x 17592
= 23717 kg m gt Mu = 7465 kg m OK
C Geser Nominal
lt 11
lt 11
1 lt 34785 ~gt cv = 1
ϕVn = 09 06 Aw fy cv
= 09 x 06 x 70 x 7 x 240 x 1
= 63504 kg gt Vu = (05 x l x qu = 2488 kg)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
95
415 Balok Anak Pelat Chekered
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat L 70 x 70 x 6 = 638 x 12 x 13 = 99528 kg
Berat ekivalen siku = =
= 12441 kgm
Berat pelat 45 mm = 00045 x 12 x 7850 = 42390 kgm
Berat WF 200 x 150 x 6 x 9 = 30600 = 30600 kgm
Berat L 70 x 70 x 6 = 12441 = 12441 kgm +
= 85431 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup pelat = 12 x 400 = 480 kgm
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 85431 = 11960 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 76131 + 16 x 480 = 87052 kgm
sehingga digunakan qu = 87052 kgm
B Momen Maximum
=
=
= 696414 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
96
C Menentukan momen nominal
Lp = = radic
36 = 18357 cm
L lt Lp
Mp = zx fy
= [(btf(h-tf)) + 05(h-2tf)2tw)] fy
= [(150 x 9 x (200 ndash 9)) + 05(200 ndash 2 x 9)2 x 6)] x 240
= 857332 kg m
ϕMn = 09 Mp
= 09 x 857332
= 771599 kg m gt Mu = 696414 kg m OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
97
416 Gording
Gambar 47 Rencana atap elevasi +1250 m dan +3550 m
Jarak antara Gording = 14 meter
Panjang gording = 6 meter
Sudut kemiringan atap = 10o
Berat atap (BMT 045) = 657 kgm2
Isolation rockwool = 25 kgm2
Profil gording = CNP 150 x 50 x 20 x 32 = 7 kgm
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Berat isolation rockwool = 14 x 25 = 35 kgm
Berat atap = 14 x 657 = 92 kgm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
98
Berat gording = 70 = 70 kgm +
qdl = 512 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup di tengah gording = 100 kg
3 Beban angin
Gambar 48 Kecepatan angin
Kecepatan angin maximum adalah 35 KNOT yaitu 6482 kmjam ( 18 ms )
P = = = 2026 kgm2
Tekanan angin minimum di laut dan di tepi laut sampai sejauh 5 km dari pantai
diambil minimum 40 kgm2 Sehingga digunakan tekanan angin 40 kgm2
Koefisien angin tekan = 002α - 04 = 002 (10) - 04 = - 02
Koefisien angin hisap = - 04
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
99
qtekan = -02 x 40 = 8 kgm2
qhisap = -04 x 70 = 16 kgm2
B Menghitung momen momen pada gording
1 akibat beban mati
Mx = qdl cosα = 512 x cos10 x 62 = 226899 kg m
My = qdl sinα = 512 x sin10 x 22 = 445 kg m
2 akibat beban hidup
Mx = P cosα lx = 100 x cos10 x 6 = 147721 kg m
My = P sinα ly = 100 x sin10 x 2 = 8682 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
100
3 akibat beban angin
Mtekan = qwl = (-8) x cos10 x 62 = -3545 kg m
Mhisap = qwl = (-16) x sin10 x 62 = -709 kg m
No Kombinasi Beban Sumbu x Sumbu y 1 14 DL 3176586 623 2 12 DL + 05La 3461393 9681 3 12 DL + 16 La 5086324 192312 4 12 DL + 13 W + 05La 4465911 -188234 5 12 DL + 16 La + 08 W 4802724 -374888 6 09 DL + 13 W 2261938 -8683
Sehingga didapat momen maximum adalah
Mx = 508632 kg m
My = 19231 kg m
C Menentukan momen nominal
Lp = = radic
181 = 92 cm
J = [ 2b + h ]
= [ 2 x 50 x 323 + 150 x 323 ]
= 2730 6667 mm
Cw = [
]
=
[
]
= 750 x 106
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
101
=
=
= 11512931
= 4 2
= 4
]2
= 3141 x 10-4
=
1 1
=
1 1 3141 10 240 70
= 25044 cm
Lp lt L lt Lr
Mp = zx fy
= [(btf(h-tf)) + 05(h-2tf)2tw)] fy
= [(50 x 32 x (150 ndash 32)) + 05(150 ndash 2 x 32)2 x 32)] x 240
= 95963 kg m
Mr = Sx fr
= 37400 x (240 ndash 70)
= 6358 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
102
ϕMnx = 09 ( Mp ndash ( Mp- Mr)
)
= 09 ( 95963 ndash (95963 ndash 6358)
)
= 66984 kg m gt Mu = 508632 kg m OK
ϕMny = 09 Sy fy
= 09 x 8200 x 240
= 17712 kg m gt Mu = 19231 kg m OK
kontrol syarat momen lentur
+ lt 10
+
lt 10
0867 lt 10 OK
D Lendutan
=
+
=
+
= 15194 + 7913
= 23107 mm
=
+
=
+
= 0331 + 0516
= 0846 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
103
δ =
= 23107 0846
= 23122 mm
δizin = = = 25 mm gt δ = 23112 mm OK
417 Sagrod (Batang Tarik)
Gambar 49 Rencana sagrod
Rencana digunakan sagrod Oslash 10 mm
A Beban yang bekerja
1 Beban mati
- Gording luar
Berat atap = 2 x 14 x 657 x sin 10o = 31944 kg
Berat gording = 2 x 7 x sin 10o = 24310 kg +
sum = 56254 kg
- Gording dalam
Berat atap = 2 x 14 x 657 x sin 10o = 31944 kg
Berat gording = 2 x 7 x sin 10o = 24310 kg
Isolation rockwoll = 2 x 14 x 25 x sin 10o = 121553 kg +
sum = 177807 kg
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
104
2 Beban hidup
- Gording luar
Beban tak terduga = 200 x sin 10o = 347296 kg
- Gording dalam
Beban tak terduga = 100 x sin 10o = 173648 kg
B Gaya ultimate pada sagrod
PDL = Gording Luar + 10 Gording Dalam + Berat sagrod
= 56254 + (10 x 177807) + (0617 x 14)
= 1920704 kg
PLL = Gording Luar + 10 Gording Dalam
= 347296 + (10 x 173648)
= 2083776 kg
Kombinasi Pu kg
14 DL 288899
12DL + 16LL 563888
Digunakan 2 buah sagrod sehingga Pu sagrod adalah 5638882 = 281944 kg
C Menentukan Gaya Nominal Sagrod
Kekuatan leleh tarik pada penampang bruto
ϕPn = 09Asfy
= 09 x 785 x 240
= 16955 kg
Kekuatan tarik pada penampang netto
ϕPn = 075Asfu
= 075 x (09 x 785) x 370
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
105
= 19605 kg
Sehingga ʹϕPn yang digunakan adalah 16955 kg
Stress ratio = =
= 017 lt 1 OK
418 Ikatan Angin
Ikatan angin akan didisain menggunakan besi beton karena kelangsingan besi
beton sangat kecil maka batang hanya didisain terhadap tarik
Gambar 410 Tributri area ikatan angin
Dicoba menggunakan ikatan angin Oslash 22 mm
Data data geometri
x = 12 tanα = 12 tan 10o = 21159 m
h1 = 71 + x = 71 + 21159 = 92159 m
β
60925 60925 60925 60925
60000
60000 60000 60000 60000
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
106
h2 = 71 + 075x = 71 + 15869 = 86869 m
h3 = 71 + 025x = 71 + 05289 = 76289 m
tan β =
= 09848 β = 445617o
sin β = 07016
cos β = 07126
Koefisien angin C = 09
F1 = CPa λ
= 09 x 40 x 6 x
= 193350 kg
F2 = CPa λ
= 09 x 40 x 6 x
= 176210 kg
F3 = CPa λ
= 09 x 40 x 6 x
= 159072 kg
R = 05F1 + F2 + F3 = 96675 + 176210 + 159072 = 431957 kg
A Gaya Ultimate Pada Ikatan Angin
Gaya batang akan dihitung dengan menggunakan analisa keseimbangan titik
buhul
- Titik A
sumV = 0 sum H = 0
R + S1 = 0 H1 = 0
S1 = - R
S1 = - 431957 kg
- Titik B
sumV = 0 sum H = 0
F3 + S1 + D1sinβ = 0 H2 + D1cosβ = 0
D1 = -
H2 = - D1cosβ
R
S1
H1
H2
S1
F3
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
107
S1
D1 = -
H2 = - 388946 x 07124
D1 = 388946 kg H2 = - 277085 kg
- Titik C
sumV = 0 sum H = 0
S2 + D1sinβ = 0 H3 ndash H1 - D1cosβ = 0
S2 = - D1sinβ H3 = 0 + D1cosβ
S2 = - 388946 x 07016 H3 = 388946 x 07124
S2 = - 272885 kg H2 = 277085 kg
- Titik D
sumV = 0
F2 + S2+ D2sinβ = 0
D2 = -
D2 = -
D2 = 137792 kg
Gaya batang maximum pada ikatan angin 388946 kg
Pu = 16 WL = 16 x 388946 = 622314 kg
B Gaya Nominal Ikatan Angin
Kekuatan leleh tarik pada penampang bruto
ϕPn = 09Asfy
= 09 x 3801 x 240
= 821016 kg
Kekuatan tarik pada penampang netto
ϕPn = 075Asfu
= 075 x (09 x 3801) x 370
= 949299 kg
H3 H1
S2
F2
H2 H4
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
108
Sehingga ʹϕPn yang digunakan adalah 821016 kg
Stress ratio = =
= 076 lt 1 OK
419 Tangga
Gambar 411 Rencana tangga
A Beban Beban yang Bekerja
1 Beban mati (dead load)
Pipa 15rdquo 36 x [ (2x4942) + (8x1) + (4x03)] = 687 kg
Pipa 1rdquo = 18 x [ (4x4942) + (8x03)] = 399 kg
Pelat 45 mm = 35325 x 03 x 1 x 16 = 1696 kg +
= 27816 kg
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
109
= =
= 56285 kgm
Digunakan profil UNP 200 x 80 x 75 x 11
= +
= 56285 + 246
= 80885 kgm
2 Beban hidup (life load)
Beban hidup tangga = 400 kgm
3 Beban ultimate
qu = 14 qdl = 14 x 80885 = 113239 kgm
qu = 12 qdl + 16 qll = 12 x 80885 + 16 x 400 = 737062 kgm
sehingga digunakan qu = 737062 kgm untuk 2 profil kanal beban untuk 1
profil kanal adalah = 368521 kgm
B Momen maximum
Mu = q = 368521 x 4942 = 11251 kg m
C Momen nominal
Lp = = radic
238 = 121366 cm
b = b ndash 05tw
= 80 ndash (05 x 75)
= 7625 mm
h = h - tf
= 200 - 11
= 189 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
110
J = [ 2brsquo + hrsquo ]
= [ 2 x 7625 x 113 + 189 x 753 ]
= 94237291 mm
Cw = [
]
=
[
]
=
[
]
= 120 x 108
=
=
= 2474747
= 4 2
= 4
]2
= 18143 x 10-5
=
1 1
=
1 1 18143 10 240 70
= 51792 cm
Lp lt L lt Lr
Mp = zx fy
= [(btf(h-tf)) + 05(h-2tf)2tw)] fy
= [(80 x 11 x (200 ndash 11)) + 05(200 ndash 2 x 11)2 x 75)] x 240
= 684324 kg m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
111
Mr = sx fr
= 195000 x (240 ndash 70)
= 3315 kg m
ϕMnx = 09 ( Mp ndash ( Mp- Mr)
)
= 09 ( 684324 ndash (684324 ndash 3315)
)
= 352568 kg m gt Mu = 11251 kg m OK
42 Disain Struktur Primer
421 Beban beban yang bekerja
4211 Beban gravitasi
a Beban pada floor deck
- Beban mati tambahan (dead load)
Berat spesi 002 x 1 x 2100 = 42 kgm
Berat keramik 001 x 1 x 2400 = 24 kgm +
qdl = 66 kgm
adapun berat sendiri profil dihitung dengan software etabs 2015
- Beban hidup (life load)
Berdasarkan PPPURG 1987
Beban hidup rencana untuk lantai pabrik = 400 kgm2
Koefisien reduksi untuk perencanaan balok induk = 100
Koefisien reduksi untuk peninjauan terhadap masa gempa = 090
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
112
b Beban pada lantai chekered plate
- Beban mati tambahan (dead load)
Berat per 6 meter luas L 70 x 70 x 6 = 638 x 6 x 9 = 34452 kg
Berat ekivalen siku = =
= 957 kgm
- Beban hidup (life load)
Berdasarkan PPPURG 1987
Beban hidup rencana untuk lantai pabrik = 400 kgm2
Koefisien reduksi untuk perencanaan balok induk = 100
Koefisien reduksi untuk peninjauan terhadap masa gempa = 090
4212 Beban angin
- Dinding vertical
Di pihak angin = + 09 x 40 = + 36 kgm2
Di belakang angin = - 04 x 40 = - 16 kgm2
- Atap segi-tiga dengan sudut kemiringan α 10o
Koefisien angin tekan = 002α - 04 = 002 (10) - 04 = - 02
Koefisien angin hisap = - 04
qtekan = -02 x 40 = -8 kgm2
qhisap = -04 x 70 = -16 kgm2
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
113
4213 Beban gempa
Jenis pemamfaatan bangunan = Pabrik (kategori risiko II tabel 27)
Faktor keutamaan gempa Ie = 1 (tabel 28)
Ss = 05g
S1 = 03g
Jenis tanah = Keras (kelas C)
Fa = 12 ( tabel 211 dengan input Ss = 05 )
Fs = 15 ( tabel 212 dengan input S1 = 03 )
SDS = Fa Ss = 12 05 = 040
SD1 = FV S1 = 15 03 = 030
Gambar 412 Respon spectra rencana
Berdasarkan SDS gedung berada di kategori risiko C ( tabel 213 )
Berdasarkan SD1 gedung berada di kategori risiko D ( tabel 214 )
00000
00500
01000
01500
02000
02500
03000
03500
04000
04500
0000 1000 2000 3000 4000 5000
S
T
MEDAN TANAH KERAST S
0000 01600
0075 02800
0113 03400
0150 04000
0750 04000
0750 04000
0830 03614
3070 00977
3310 00906
3550 00845
4030 00744
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
114
Sehingga bangunan akan direncanakan dengan kategori risiko D yaitu sistem
rangka baja pemikul momen khusus Adapun nilai koefisien modifikasi respons
(R) faktor kuat lebih (Ω) dan faktor pembesaran defleksi (cd) adalah
Koefisien modifikasi respons (R) = 8
Faktor kuat lebih (Ω) = 3
Faktor pembesaran defleksi (cd) = 55
1 Gaya gempa statik ekivalen
- Menentukan T
- Ta = Ct -gt Ct = 0724 x = 08 ( tabel 213 )
= 00724 x 37614
= 1318 detik
Tmax = Cu Ta -gt Cu = 14 ( tabel 214 )
= 14 1318
= 1845 detik
Tc = Tx 3438 Ty -3231
Sehingga digunakan T = 1845
- Menentukan nilai C
Cmin = 0044 SDS I gt 001
= 0044 040 1 gt 001
= 00176
Cs = =
= 005
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
115
Cs = =
= 0020
Sehingga digunakan Cs = 0020
- Menentukan berat struktur
Beban mati
Tabel 41 Beban mati struktur (rangka)
Tabel 42 Beban mati struktur (Atap partisi diafragma dll)
Sehingga beban mati total struktur adalah 46021142 kg
Adapun beban hidup total permeter luas adalah 09 x 400 = 360 kgm2
No Jenis Beban Sendiri q kgm L m W Kg
1 H 350 X 350 X 12 X 19 13700 42813 5865313
2 H 300 X 300 X 10 X 15 9400 16583 1558785
3 IWF 300 X 150 X 65 X 9 3670 192448 7062838
4 IWF 350 X 175 X 7 X 11 4960 26850 1331760
5 IWF 250 X 125 X 6 X 9 2960 16455 487059
6 IWF 200 X 200 X 8 X 12 4990 4640 231536
7 IWF 200 X 100 X 55 X 8 2130 135712 2890659
8 CNP 700 85280 596960
9 Sagrod 062 29242 18042
10 Ikatan angin 298 23758 70894
sum 20113845
No Jenis Beban Sendiri q kgm2 A m2 W Kg
1 Floor deck 28800 52636 15159168
2 Chekered plate 45 mm 4777 184206 8798611
3 Clading 446 2200 9812
4 Spandek 498 64700 322206
5 Isolation Rockwool 2500 64700 1617500
sum 25907297
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
116
Tabel 43 Beban hidup struktur
No Beban Hidup q kgm2 A m2 W Kg
1 Floor deck 36000 52636 18948960
2 Chekered plate 45 mm 36000 184206 66314244
sum 85263204
Sehingga berat struktur adalah
WT = WDL + WLL
= 25907297 + 85263204
= 131284346 kg
- Menentukan gaya geser dasar
V = Cs WT
= 0020 131284346
= 2668381 kg
2 Analisis spectrum respons ragam
- Kontrol partisipasi massa ragam
Tabel 44 Waktu getar alami dan partisipasi massa
Case ModePeriod Selisih Waktu
Getar Alami Sum UX Sum UY Sum UZ
sec
Modal 1 3438 870 06918 00161 00022
Modal 2 3139 1911 07121 06293 00025
Modal 3 2539 666 07818 06293 00028
Modal 4 237 1139 0782 06297 00032
Modal 5 21 3948 0782 07018 00037
Modal 6 1271 582 0786 07024 00065
Modal 7 1197 635 09305 07037 00066
Modal 8 1121 660 09308 07038 00084
Modal 9 1047 669 09308 07057 00086
Modal 10 0977 379 09311 07792 00088
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
117
Tabel 44 Waktu getar alami dan partisipasi massa (lanjutan)
Case ModePeriod Selisih Waktu
Getar Alami Sum UX Sum UY Sum UZ
sec
Modal 11 094 1649 09318 08848 00096
Modal 12 0785 382 09332 08849 00099
Modal 13 0755 252 0959 08885 00099
Modal 14 0736 095 09612 09008 00117
Modal 15 0729 727 09627 09114 00125
Modal 16 0676 459 09751 09119 00125
Modal 17 0645 698 09799 09121 00125
Analisa modal pada software etabs 2015 menunjukan bahwa
perbedaan waktu getar sangat sedikit sehingga untuk selanjutnya digunakan
metoda kombinasi kuadrat lengkap (CQC) Pada mode ke 7 partisipasi
massa pada UX sudah mencapai 93 dan pada mode ke 14 partisipasi
massa pada UY sudah mencapai 90 sehingga sudah memenuhi syarat
minimal (90)
- Kontrol base reaction
Tabel 45 Base Reaction
Load CaseCombo
FX FY FZ
KN KN KN
RS U1 Max 2366839 325487 10303
RS U2 Max 290655 2367369 22637
085 VStatik gt VDinamik
085 2668381 gt 2367369
226812 lt 2367369 (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
118
4214 Beban notional
Untuk struktur yang menahan beban gravitasi terutama melalui kolom dinding
atau portal vertikal nominal diijinkan menggunakan beban notional untuk mewakili
efek ketidaksempurnaan awal Beban notional harus digunakan sebagai beban
lateral pada semua levelbeban national di hitung otomatis dari program ETABS
2015 dengan nominal 0002 α Yi untuk mewakili ketidaksempurnaan awal dan
0001 α Yi untuk kekakuan lentur sehingga
Ni = 0003 α Yi
Gambar 413 Beban notional pada etabs 2015
Beban tersebut di distribusikan arah orthogonal baik untuk beban grafitasi beban
hidup maupun beban grafitasi akibat beban mati
422 Kombinasi beban
Struktur akan didisain dengan gempa termasuk gaya seismic vertikal dan
faktor redundansi Gaya seismic vertikal adalah
Ev = 02 SDS DL
= 02 040 DL
= 008 DL
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
119
Faktor redundansi untuk kategori desain seismik DE dan F adalah 13 sehingga
kombinasi pembebanan menjadi
1 14D
2 12D + 16L + 05(Lr atau R)
3 12D + 16(Lr atau R) + (L atau 05W)
4 12D + 10 W + L + 05(Lr atau R)
5 12D + 10 E + L -gt 13D + 13E + L
6 09D + 10 W
7 09D + 10 E -gt 08D + 13E
423 Kontrol Driff
Tabel 46 Simpangan antar lantai akibat gempa X
Elevasi h SUMBU X SUMBU Y ∆IZIN KETERANGAN
m mm δse (mm) δx (mm) ∆x (mm) δse (mm) δy (mm) ∆y (mm) mm
355 4100 80 440 2585 15 825 385 82 OK
314 3000 753 41415 2035 143 7865 33 60 OK
284 3000 716 3938 2695 137 7535 275 60 OK
254 3000 667 36685 363 132 726 33 60 OK
224 3000 601 33055 4345 126 693 44 60 OK
194 3000 522 2871 4565 118 649 495 60 OK
164 2650 439 24145 3905 109 5995 66 53 OK
1375 3050 368 2024 407 97 5335 1155 61 OK
107 4900 294 1617 7535 76 418 253 98 OK
58 5800 157 8635 8635 3 165 165 116 OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
120
Gambar 414 Grafik simpangan antar lantai VS elevasi akibat gempa - X
Tabel 47 Simpangan antar lantai akibat gempa Y
Elevasi h SUMBU X SUMBU Y ∆IZIN KETERANGAN
m mm δse (mm) δx (mm) ∆x (mm) δse (mm) δy (mm) ∆y (mm) mm
355 4100 398 742 35 742 4081 1925 82 OK
314 3000 371 707 27 707 38885 1485 60 OK
284 3000 35 68 3 68 374 165 60 OK
254 3000 324 65 43 65 3575 2365 60 OK
224 3000 288 607 56 607 33385 308 60 OK
194 3000 246 551 68 551 30305 374 60 OK
164 2650 201 483 68 483 26565 374 53 OK
1375 3050 164 415 92 415 22825 506 61 OK
107 4900 127 323 182 323 17765 80 98 OK
58 5800 62 141 141 141 9765 9765 116 OK
0
5
10
15
20
25
30
35
40
0 20 40 60 80 100 120 140
ELEV
ASI
STORY DRIFT
GRAFIK STORY DRIFT vs ELEVASI
DRIFT X
DRIFT Y
DRIFT IZIN
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
121
Gambar 415 Grafik simpangan antar lantai VS elevasi akibat gempa - Y
424 Kontrol Profil
4241 Kolom 350 x 350 x 12 x 19 ( A = 1739 cm2 )
Ix = 40300 cm4 Zx = 24931
Iy = 13600 cm4 Zy = 11749
Sx = 2300 cm3 Lp = 449 m
Sy = 776 cm3 Lr = 1718 m
rx = 152 cm Mp = 5983 KN m
ry = 884 cm Mr = 391 KN m
Panjang tidak terkekang lateral = 58 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
0
5
10
15
20
25
30
35
40
0 20 40 60 80 100 120 140
ELEV
ASI
STORY DRIFT
GRAFIK STORY DRIFT vs ELEVASI
DRIFT X
DRIFT Y
DRIFT IZIN
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
122
a Kapasitas kolom terhadap tekan
λ = lt 471
=
lt 471
= 65611 lt 13797
fe =
=
= 45890 MPa
lt 225
lt 225
0522 lt 225
Sehingga tegangan keritis adalah
fcr = 0658 fy
= 0658 240
= 19698 MPa
ϕPn = 09 fcr A
= 09 19698 17390
= 308307 KN
b Kapasitas kolom terhadap momen sumbu x
L = 58 m
Lp = 449 m
Lr = 1718 m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
123
didapat Lp lt L lt Lr sehingga momen ultimate adalah
Mn = Cb [Mp ndash ( Mp- Mr)
]
= 1 [5983 - (5983 ndash 391)
]
= 57694 KN m
ϕ Mn = 09 57694
= 51924 KN m
c Kapasitas kolom terhadap momen sumbu y
ϕ Mn = 09 Zy fy
= 09 11749 240
= 25377 KN m
Tabel 48 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 350 x 350 x 12 x 19
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
14DL 0 -50108 -439 -693 PuϕPn lt 02 0114
14DL 275 -49599 076 340 PuϕPn lt 02 0092
14DL 55 -49090 565 1356 PuϕPn lt 02 013
12DL + 16LL 0 -234590 -1264 -1380 PuϕPn gt 02 0846
12DL + 16LL 275 -234153 104 786 PuϕPn gt 02 0794
12DL + 16LL 55 -233716 1360 2854 PuϕPn gt 02 0871
12DL + 16LL + 05WL-X 0 -237561 -1198 2174 PuϕPn gt 02 0867
12DL + 16LL + 05WL-X 275 -237124 116 2293 PuϕPn gt 02 083
12DL + 16LL + 05WL-X 55 -236688 1312 2004 PuϕPn gt 02 0865
12DL + 16LL + 05WL-Y 0 -234440 -2572 -1245 PuϕPn gt 02 0889
12DL + 16LL + 05WL-Y 275 -234003 -342 865 PuϕPn gt 02 0803
12DL + 16LL + 05WL-Y 55 -233567 2144 2857 PuϕPn gt 02 0898
12DL + LL + WL-X 0 -168693 -156 6011 PuϕPn gt 02 0668
12DL + LL + WL-X 275 -168257 257 3604 PuϕPn gt 02 0629
12DL + LL + WL-X 55 -167820 583 512 PuϕPn gt 02 0586
12DL + LL + WL-Y 0 -162386 -4668 -795 PuϕPn gt 02 0716
12DL + LL + WL-Y 275 -161949 -1059 776 PuϕPn gt 02 0588
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
124
Tabel 48 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 350 x 350 x 12 x 19 (lanjutan)
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
12DL + LL + WL-Y 55 -161513 3203 2242 PuϕPn gt 02 0686
13DL + LL + ρRS-X Max 0 -161904 5293 4622 PuϕPn gt 02 0802
13DL + LL + ρRS-X Max 275 -161431 1821 3150 PuϕPn gt 02 0653
13DL + LL + ρRS-X Max 55 -160958 5145 3377 PuϕPn gt 02 0772
13DL + LL + ρRS-X Min 0 -171412 -7624 -5979 PuϕPn gt 02 0938
13DL + LL + ρRS-X Min 275 -170939 -1731 -1543 PuϕPn gt 02 0654
13DL + LL + ρRS-X Min 55 -170466 -2792 1061 PuϕPn gt 02 0681
13DL + LL + ρRS-Y Max 0 -157108 2483 11576 PuϕPn gt 02 0806
13DL + LL + ρRS-Y Max 275 -156635 990 6117 PuϕPn gt 02 0659
13DL + LL + ρRS-Y Max 55 -156162 2686 4441 PuϕPn gt 02 0688
13DL + LL + ρRS-Y Min 0 -177929 -3506 -10847 PuϕPn gt 02 0899
13DL + LL + ρRS-Y Min 275 -177456 -609 -3714 PuϕPn gt 02 0673
13DL + LL + ρRS-Y Min 55 -176983 -1052 -492 PuϕPn gt 02 0632
09DL + WL-X 0 -38166 033 6660 PuϕPn lt 02 0193
09DL + WL-X 275 -37839 110 3230 PuϕPn lt 02 013
09DL + WL-X 55 -37511 161 -829 PuϕPn lt 02 0085
09DL + WLY 0 -31859 -4479 -146 PuϕPn lt 02 0233
09DL + WLY 275 -31532 -1205 402 PuϕPn lt 02 0108
09DL + WLY 55 -31204 2781 901 PuϕPn lt 02 0179
08DL + ρRS-X Max 0 -23960 6089 5031 PuϕPn lt 02 0377
08DL + ρRS-X Max 275 -23669 1794 2588 PuϕPn lt 02 016
08DL + ρRS-X Max 55 -23378 4359 1901 PuϕPn lt 02 0248
08DL + ρRS-X Min 0 -33468 -6828 -5570 PuϕPn lt 02 0432
08DL + ρRS-X Min 275 -33177 -1757 -2105 PuϕPn lt 02 0165
08DL + ρRS-X Min 55 -32886 -3578 -415 PuϕPn lt 02 0204
08DL + ρRS-Y Max 0 -18520 2830 11228 PuϕPn lt 02 0359
08DL + ρRS-Y Max 275 -18229 860 5259 PuϕPn lt 02 0166
08DL + ρRS-Y Max 55 -17938 2141 3132 PuϕPn lt 02 0175
08DL + ρRS-Y Min 0 -39341 -3159 -11196 PuϕPn lt 02 0406
08DL + ρRS-Y Min 275 -39050 -739 -4572 PuϕPn lt 02 0182
08DL + ρRS-Y Min 55 -38759 -1596 -1801 PuϕPn lt 02 0162
Stress ratio maximum adalah 0938 lt 1 OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
125
d Kapasitas kolom terhadap geser
Tabel 49 Resume gaya geser Kolom 350 x 350 x 12 x 19
V2 kN V3 kN
Vmax 18049 9887
Vmin -22158 -15602
- Kontrol terhadap geser sumbu x
ϕVn = 09 06 Aw fy
= 09 06 3744 240
= 48522 KN gt 22158 OK
- Kontrol terhadap geser sumbu y
ϕVn = 09 06 Af fy
= 09 06 12844 240
= 16645 KN gt 156 OK
4242 Kolom 300 x 300 x 10 x 15 ( A = 1198 cm2 )
Ix = 20400 cm4 Zx = 14647 cm3
Iy = 6750 cm4 Zy = 6817 cm3
Sx = 1360 cm3 Lp = 381 m
Sy = 450 cm3 Lr = 1376 m
rx = 131 cm Mp = 3515 KN m
ry = 751 cm Mr = 2312 KN m
Panjang tidak terkekang laterar = 3 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
126
a Kapasitas kolom terhadap tekan
λ = lt 471
=
lt 471
= 39947 lt 13797
fe =
=
= 123797 MPa
lt 225
lt 225
01938 lt 225
Sehingga tegangan keritis adalah
fcr = 0658 fy
= 0658 240
= 221295 MPa
ϕPn = 09 fcr A
= 09 221295 11980
= 2386003 KN
b Kapasitas kolom terhadap momen sumbu x
L = 3 m
Lp = 381 m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
127
didapat Lp gt L sehingga momen ultimate adalah
Mn = Mp
= 35152 KN m
ϕ Mn = 09 35152
= 319376 KN m
c Kapasitas kolom terhadap momen sumbu y
ϕ Mn = 09 Zy fy
= 09 6817 240
= 147247 KN m
Tabel 410 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 300 x 300 x 10 x 15
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
14DL 0 -12254 -884 -306 PuϕPn lt 02 0096
14DL 275 -12082 -141 072 PuϕPn lt 02 0038
14DL 55 -11910 605 449 PuϕPn lt 02 0081
12DL + 16LL 0 -53658 -6540 -1683 PuϕPn gt 02 0667
12DL + 16LL 275 -53510 -1187 515 PuϕPn gt 02 0311
12DL + 16LL 55 -53362 4228 2705 PuϕPn gt 02 0555
12DL + 16LL + 05WL-X 0 -53789 -6536 -1139 PuϕPn gt 02 0652
12DL + 16LL + 05WL-X 275 -53641 -1183 464 PuϕPn gt 02 031
12DL + 16LL + 05WL-X 55 -53494 4231 2060 PuϕPn gt 02 0538
12DL + 16LL + 05WL-Y 0 -54867 -7138 -1717 PuϕPn gt 02 071
12DL + 16LL + 05WL-Y 275 -54719 -1176 504 PuϕPn gt 02 0315
12DL + 16LL + 05WL-Y 55 -54572 4762 2715 PuϕPn gt 02 0593
12DL + LL + WL-X 0 -37583 -4262 -046 PuϕPn lt 02 037
12DL + LL + WL-X 275 -37435 -786 246 PuϕPn lt 02 014
12DL + LL + WL-X 55 -37287 2730 534 PuϕPn lt 02 0281
12DL + LL + WL-Y 0 -40160 -5753 -1248 PuϕPn lt 02 0515
12DL + LL + WL-Y 275 -40012 -752 319 PuϕPn lt 02 0145
12DL + LL + WL-Y 55 -39864 4114 1881 PuϕPn lt 02 0423
13DL + LL + ρRS-X Max 0 -34864 -2278 258 PuϕPn lt 02 0236
13DL + LL + ρRS-X Max 275 -34704 -448 634 PuϕPn lt 02 0124
13DL + LL + ρRS-X Max 55 -34544 4920 3224 PuϕPn lt 02 0509
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
128
Tabel 410 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 300 x 300 x 10 x 15
(lanjutan)
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
13DL + LL + ρRS-X Min 0 -42010 -6668 -2496 PuϕPn lt 02 062
13DL + LL + ρRS-X Min 275 -41850 -1139 041 PuϕPn lt 02 0167
13DL + LL + ρRS-X Min 55 -41690 930 353 PuϕPn lt 02 0162
13DL + LL + ρRS-Y Max 0 -36078 -3269 1785 PuϕPn lt 02 0355
13DL + LL + ρRS-Y Max 275 -35917 -644 806 PuϕPn lt 02 0145
13DL + LL + ρRS-Y Max 55 -35757 3829 4637 PuϕPn lt 02 0482
13DL + LL + ρRS-Y Min 0 -40673 -5470 -3709 PuϕPn lt 02 0574
13DL + LL + ρRS-Y Min 275 -40513 -955 -183 PuϕPn lt 02 0156
13DL + LL + ρRS-Y Min 55 -40353 1791 -1478 PuϕPn lt 02 0253
09DL + WL-X 0 -8094 -537 895 PuϕPn lt 02 0082
09DL + WL-X 275 -7983 -084 -055 PuϕPn lt 02 0025
09DL + WL-X 55 -7872 371 -1002 PuϕPn lt 02 0074
09DL + WLY 0 -10671 -2028 -307 PuϕPn lt 02 017
09DL + WLY 275 -10560 -050 019 PuϕPn lt 02 0027
09DL + WLY 55 -10449 1755 346 PuϕPn lt 02 0153
08DL + ρRS-X Max 0 -3468 1674 1216 PuϕPn lt 02 016
08DL + ρRS-X Max 275 -3370 266 336 PuϕPn lt 02 0036
08DL + ρRS-X Max 55 -3271 2356 1674 PuϕPn lt 02 022
08DL + ρRS-X Min 0 -10614 -2716 -1539 PuϕPn lt 02 0256
08DL + ρRS-X Min 275 -10516 -426 -258 PuϕPn lt 02 006
08DL + ρRS-X Min 55 -10417 -1633 -1197 PuϕPn lt 02 0171
08DL + ρRS-Y Max 0 -4709 606 2625 PuϕPn lt 02 0135
08DL + ρRS-Y Max 275 -4610 075 529 PuϕPn lt 02 0032
08DL + ρRS-Y Max 55 -4512 1354 3250 PuϕPn lt 02 0205
08DL + ρRS-Y Min 0 -9304 -1595 -2869 PuϕPn lt 02 0219
08DL + ρRS-Y Min 275 -9206 -236 -459 PuϕPn lt 02 005
08DL + ρRS-Y Min 55 -9107 -684 -2866 PuϕPn lt 02 0157
Stress ratio maximum adalah 0710 lt 1 OK
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
129
d Kapasitas kolom terhadap geser
Tabel 411 Resume gaya geser Kolom 300 x 300 x 10 x 15
V2 kN V3 kN
Vmax 18748 9962
Vmin -29322 -43951
- Kontrol terhadap geser sumbu x
ϕVn = 09 06 Aw fy
= 09 06 2700 240
= 34992 KN gt 29322 KN (OK)
- Kontrol terhadap geser sumbu y
ϕVn = 09 06 Af fy
= 09 06 8700 240
= 112752 KN gt 43951 KN (OK)
4243 Kolom 200 x 200 x 8 x 12 ( A = 6353 cm2 )
Ix = 4720 cm4 Zx = 5131 cm3
Iy = 1600 cm4 Zy = 2428 cm3
Sx = 472 cm3 Lp = 255 m
Sy = 160 cm3 Lr = 1072 m
rx = 862 cm Mp = 1231 KN m
ry = 502 cm Mr = 802 KN m
Panjang tidak terkekang laterar = 58 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
130
a Kapasitas kolom terhadap tekan
λ = lt 471
=
lt 471
= 115538 lt 13797
fe =
=
= 14799 MPa
lt 225
lt 225
1621 lt 225
Sehingga tegangan keritis adalah
fcr = 0658 fy
= 0658 240
= 121737 MPa
ϕPn = 09 fcr A
= 09 121737 6353
= 696056 KN
b Kapasitas kolom terhadap momen sumbu x
L = 58 m
Lp = 255 m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
131
Lr = 1072 m
didapat Lp lt L lt Lr sehingga momen ultimate adalah
Mn = Cb [Mp ndash ( Mp- Mr)
]
= 1 [123144 - (123144 ndash 8024)
]
= 106077 KN m
ϕ Mn = 09 106077
= 9547 KN m
c Kapasitas kolom terhadap momen sumbu y
ϕ Mn = 09 Zy fy
= 09 2428 240
= 524448 KN m
Tabel 412 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 200 x 200 x 8 x 12
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
14DL 0 -2195 -043 -037 PuϕPn lt 02 0028
14DL 275 -2006 004 001 PuϕPn lt 02 0016
14DL 55 -1818 049 038 PuϕPn lt 02 0027
12DL + 16LL 0 -4566 -141 -070 PuϕPn lt 02 0068
12DL + 16LL 275 -4405 007 018 PuϕPn lt 02 0035
12DL + 16LL 55 -4243 152 107 PuϕPn lt 02 0071
12DL + 16LL + 05WL-X 0 -3107 -138 483 PuϕPn lt 02 0100
12DL + 16LL + 05WL-X 275 -2945 008 053 PuϕPn lt 02 0029
12DL + 16LL + 05WL-X 55 -2784 150 -378 PuϕPn lt 02 0089
12DL + 16LL + 05WL-Y 0 -4677 -384 -090 PuϕPn lt 02 0117
12DL + 16LL + 05WL-Y 275 -4516 -011 019 PuϕPn lt 02 0037
12DL + 16LL + 05WL-Y 55 -4354 364 127 PuϕPn lt 02 0115
12DL + LL + WL-X 0 -622 005 1055 PuϕPn lt 02 0116
12DL + LL + WL-X 275 -461 014 081 PuϕPn lt 02 0015
12DL + LL + WL-X 55 -299 021 -895 PuϕPn lt 02 01
12DL + LL + WL-Y 0 -3816 -763 -100 PuϕPn lt 02 0184
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
132
Tabel 412 Resume gaya luar dan stress ratio Kolom 200 x 200 x 8 x 12
(lanjutan)
Load CaseCombo Station P M2 M3
Keterangan Stress Ratio m kN kN-m kN-m
12DL + LL + WL-Y 275 -3655 -041 014 PuϕPn lt 02 0036
12DL + LL + WL-Y 55 -3493 686 126 PuϕPn lt 02 017
13DL + LL + ρRS-X Max 0 -1973 939 590 PuϕPn lt 02 0255
13DL + LL + ρRS-X Max 275 -1798 079 054 PuϕPn lt 02 0034
13DL + LL + ρRS-X Max 55 -1623 1078 567 PuϕPn lt 02 0277
13DL + LL + ρRS-X Min 0 -5225 -1217 -612 PuϕPn lt 02 0334
13DL + LL + ρRS-X Min 275 -5050 -072 -025 PuϕPn lt 02 0053
13DL + LL + ρRS-X Min 55 -4875 -791 -486 PuϕPn lt 02 0237
13DL + LL + ρRS-Y Max 0 340 425 1491 PuϕPn lt 02 024
13DL + LL + ρRS-Y Max 275 514 043 110 PuϕPn lt 02 0024
13DL + LL + ρRS-Y Max 55 689 462 1152 PuϕPn lt 02 0214
13DL + LL + ρRS-Y Min 0 -6918 -505 -1281 PuϕPn lt 02 0281
13DL + LL + ρRS-Y Min 275 -6743 -023 -068 PuϕPn lt 02 006
13DL + LL + ρRS-Y Min 55 -6569 -343 -1273 PuϕPn lt 02 0246
09DL + WL-X 0 1511 008 1085 PuϕPn lt 02 0126
09DL + WL-X 275 1632 006 070 PuϕPn lt 02 0021
09DL + WL-X 55 1753 004 -947 PuϕPn lt 02 0113
09DL + WLY 0 -1682 -761 -069 PuϕPn lt 02 0165
09DL + WLY 275 -1561 -049 003 PuϕPn lt 02 0021
09DL + WLY 55 -1440 668 075 PuϕPn lt 02 0146
08DL + ρRS-X Max 0 412 1035 596 PuϕPn lt 02 0263
08DL + ρRS-X Max 275 519 077 041 PuϕPn lt 02 0023
08DL + ρRS-X Max 55 627 978 534 PuϕPn lt 02 0247
08DL + ρRS-X Min 0 -2840 -1120 -606 PuϕPn lt 02 0298
08DL + ρRS-X Min 275 -2733 -074 -038 PuϕPn lt 02 0038
08DL + ρRS-X Min 55 -2625 -891 -519 PuϕPn lt 02 0244
08DL + ρRS-Y Max 0 2516 453 1421 PuϕPn lt 02 0254
08DL + ρRS-Y Max 275 2624 036 093 PuϕPn lt 02 0036
08DL + ρRS-Y Max 55 2731 420 1186 PuϕPn lt 02 0224
08DL + ρRS-Y Min 0 -4742 -477 -1350 PuϕPn lt 02 0267
08DL + ρRS-Y Min 275 -4634 -030 -085 PuϕPn lt 02 0048
08DL + ρRS-Y Min 55 -4527 -385 -1239 PuϕPn lt 02 0236
Stress ratio maximum adalah 0334 lt 1 (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
133
e Kapasitas kolom terhadap geser
Tabel 413 Resume gaya geser Kolom 200 x 200 x 8 x 12
V2 kN V3 kN
Vmax 4961 3345
Vmin ‐45461 ‐40182
- Kontrol terhadap geser sumbu x
ϕVn = 09 06 Aw fy
= 09 06 1408 240
= 18247 KN gt 4961 OK
- Kontrol terhadap geser sumbu y
ϕVn = 09 06 Af fy
= 09 06 4512 240
= 584755 KN gt 40182 OK
4244 Balok Komposit 300 x 150 x 65 x 9 ( A = 4678 cm2 )
Ix = 7210 cm4 Zx = 522 cm3
Iy = 508 cm4 Zy = 1042 cm3
Sx = 481 cm3 Lp = 167 m
Sy = 677 cm3 Lr = 497 m
rx = 124 cm Mp = 1253 KN m
ry = 329 cm Mr = 817 KN m
Panjang tidak terkekang laterar = 8 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
134
Tabel 414 Resume Gaya luar envelope balok komposit 300 x 150 x 65 x 9
Load CaseCombo Station P V2 V3 T M2 M3
m kN kN kN kN‐m kN‐m kN‐m
ENVELOPE Max 0175 0030 4867 0030 ‐0009 0012 35372
ENVELOPE Max 0671 0020 5715 0020 ‐0009 0000 32749
ENVELOPE Max 1166 0009 6564 0009 ‐0009 0000 30189
ENVELOPE Max 1662 0000 7412 0000 ‐0009 0000 30289
ENVELOPE Max 2158 0000 8260 0000 ‐0009 0000 29122
ENVELOPE Max 2653 0000 9109 0000 ‐0009 0004 26687
ENVELOPE Max 3149 0000 9957 0000 ‐0009 0018 22986
ENVELOPE Max 3617 0003 17149 0003 0059 0002 15061
ENVELOPE Max 4084 0003 17368 0003 0059 0000 10950
ENVELOPE Max 4552 0002 17587 0002 0059 0000 13087
ENVELOPE Max 5019 0001 17806 0001 0059 0000 15177
ENVELOPE Max 5487 0000 18025 0000 0059 0000 17921
ENVELOPE Max 5955 0000 18244 0000 0059 0000 22012
ENVELOPE Max 6422 0000 18463 0000 0059 0000 26039
ENVELOPE Max 6890 0000 18681 0000 0059 0000 30003
ENVELOPE Max 7357 0000 18900 0000 0059 0001 33905
ENVELOPE Max 7825 0000 19119 0000 0059 0003 37743
ENVELOPE Min 0175 0000 ‐28736 0000 ‐0084 0000 ‐56467
ENVELOPE Min 0671 0000 ‐26180 0000 ‐0084 0000 ‐42857
ENVELOPE Min 1166 0000 ‐23624 0000 ‐0084 ‐0007 ‐30998
ENVELOPE Min 1662 ‐0002 ‐21067 ‐0002 ‐0084 ‐0009 ‐23486
ENVELOPE Min 2158 ‐0013 ‐18511 ‐0013 ‐0084 ‐0005 ‐16393
ENVELOPE Min 2653 ‐0023 ‐15955 ‐0023 ‐0084 0000 ‐9722
ENVELOPE Min 3149 ‐0034 ‐13398 ‐0034 ‐0084 0000 ‐3471
ENVELOPE Min 3617 0000 ‐9354 0000 0007 0000 0930
ENVELOPE Min 4084 0000 ‐9219 0000 0007 0000 1369
ENVELOPE Min 4552 0000 ‐9084 0000 0007 ‐0001 ‐4717
ENVELOPE Min 5019 0000 ‐8950 0000 0007 ‐0001 ‐10866
ENVELOPE Min 5487 0000 ‐8815 0000 0007 ‐0002 ‐17834
ENVELOPE Min 5955 ‐0001 ‐8680 ‐0001 0007 ‐0002 ‐26313
ENVELOPE Min 6422 ‐0002 ‐8546 ‐0002 0007 ‐0001 ‐34895
ENVELOPE Min 6890 ‐0002 ‐8411 ‐0002 0007 0000 ‐43579
ENVELOPE Min 7357 ‐0003 ‐8276 ‐0003 0007 0000 ‐52366
ENVELOPE Min 7825 ‐0004 ‐8142 ‐0004 0007 0000 ‐61255
Didapat M+max 3774 KN m dan M-
max 6125 KN m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
135
a Kontrol momen positif
- menentukan lebar efektif pelat beton ( digunakan Lrelativ )
1 be lt
be lt
be lt 1
2 be lt bo
be lt 1
sehingga digunakan be = 1 meter
akibat adanya lubang pada floor deck maka digunakan bekivalen
bekivalen =
=
= 810 mm
- Menentukan nilai n
Ebeton = 4700 = 4700 radic25 = 23500
Ebaja = 200000
n = = = 851
- Menentukan lebar transformasi penampang beton
=
= 952 cm
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Pelat Beton 11424 6 68544 Floor Deck 1867 945 17646 Profil WF 4678 27 126306
sum 17969 sum 212496
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
136
ẏ = sum
sum =
= 11825 mm
Titik berat berada di pelat beton
a =
=
= 5968 mm
d1 = 05hprofil + tpelat = 150 + 120 = 270 mm
d2 = hprofil ndash ċ = 120 ndash 035 = 11965
ϕMn = 09 As fy ( d1- ӯ )
ϕMn = 09 x [ 4678 x 240 x (270 ndash 2984) +2646 550 (11965 ndash 2984) ]
ϕMn = 24266 + 1176
ϕMn = 25442 KN m gt Mu = 3774 KN m ( OK )
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
137
b Kontrol momen negatif
- Menentukan sumbu netral penampang
Tsr = Asr fyr
= 667 ( 503 ) 400
= 13413334 N
Tfd = As Fu
= 81485 550
= 4481675 N
T = Tsr + Tfd
= 13413334 + 448167
= 58230084 N
Cmax = As fy
= 4678 240
= 1122720 N
Cmax gt T maka titik berat berada pada profil baja
T + Ts = Cmax ndash Ts
2Ts = Cmax ndash T
Ts = 05 (1122720 ndash 58230084)
Ts = 270209 N
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
138
Jika sumbu netral jatuh di sayap maka
b tf fy = Ts
150 tw 240 = 27020958
t =
= 75 mm
- Menghitung garis kerja gaya pusat tekan
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Profil WF 4678 15000 701700 Flens -1125 29625 -333281
sum 3553 sum 36841
ӯ =
= 10369 mm
Momen terhadap garis kerja
Tsr Mn1 = Tsr (d ndash ӯ + ts ndash 24)
= 13413334 ( 300 ndash 10369 + 120 ndash 24 )
= 3920 KN m
Tfr Mn2 = Tfd ( d ndash ӯ + 25 )
= 4481675 ( 300 ndash 10369 + 25)
= 9918 KN m
Ts flens Mn3 = Ts ( d ndash ӯ ndash (752) )
= 270000 ( 300 ndash 10369 ndash 375 )
= 5199 KN m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
139
Mn = Mn1 + Mn2 + Mn3
= 3920 + 9918 + 5199
= 19037 KN m
ϕ Mn = 09 Mn
= 09 19037
= 17133 KN m gt 6125 KN m (OK)
D Dimensi Penghubung Geser (Shear Conector)
Gaya horizontal akibat aksi komposit penuh
Vh = 085 a b = 085 x 5968 x 1000 x 25 = 1268200 N
Digunakan Stud connector ⅝rdquo luas satu buah stud connector adalah
Asc = d2 = 158752 =19801 mm2
Kuat geser satu buah shear connector
Qn = 05 Asc lt Rg Rp Asc fu
Qn = 05 x 19801 x radic25 23500 lt 085 x 075 x 19801 x 550
Qn = 7588676 N lt 69427
Jumlah shear connector yang di butuhkan
N = = = 182 ~ 19 buah untuk setengah bentang
Total kebutuhan shear connector adalah 38 buah untuk semua bentang Jika
dipasang dua buah shear connector pada setiap penampang melintang maka
jarak shear connector adalah
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
140
S = = 421 mm
Smin = 6d = 6 x 15875 = 9525 mm
Smax = 8t = 8 x 120 = 960 mm
Strans = 4d = 4 x 15875 = 635 mm
Sehingga digunakan shear connector 2 x (⅝rdquo x 65 cm) dengan jarak 25 cm
E Kontrol Geser
Menghitung gaya geser ultimate
Vu = 43951 KN
Menghitung gaya geser nominal
ϕVn = 09 (06 fy) h tw
ϕVn = 09 x 06 x 240 x 282 x 65
ϕVn = 23755 KN gt Vu = 43951 (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
141
4245 Balok Komposit 350 x 175 x 7 x 11 ( A = 6314 cm2 )
Ix = 13600 cm4 Zx = 8408 cm3
Iy = 984 cm4 Zy = 1724 cm3
Sx = 775 cm3 Lp = 2 m
Sy = 112 cm3 Lr = 593 m
rx = 147 cm Mp = 2017 KN m
ry = 395 cm Mr = 1317 KN m
Panjang tidak terkekang laterar = 6 m
Elastisitas bahan = 200000 MPa
Tegangan leleh bahan = 240 MPa
Tabel 415 Resume Gaya luar envelope balok komposit 350 x 175 x 7 x 11
Load CaseCombo Station P V2 V3 T M2 M3
m kN kN kN kN-m kN-m kN-m
ENVELOPE Max 015 00015 -286870 00000 -00119 00000 -114887
ENVELOPE Max 061 00007 -285538 00000 -00119 00002 17497
ENVELOPE Max 108 00000 -284206 00001 -00119 00003 149271
ENVELOPE Max 154 00000 -282873 00009 -00119 00000 509357
ENVELOPE Max 200 00000 -281541 00017 -00119 00000 1180521
ENVELOPE Max 250 00009 99787 00000 00008 00001 1186148
ENVELOPE Max 300 00000 101228 00000 00008 00003 1190858
ENVELOPE Max 350 00000 102668 00009 00008 00001 1204523
ENVELOPE Max 400 00000 104108 00017 00008 00000 1220570
ENVELOPE Max 446 00009 1540139 00000 01032 00000 560851
ENVELOPE Max 493 00001 1542137 00000 01032 00003 155777
ENVELOPE Max 539 00000 1544136 00007 01032 00002 31225
ENVELOPE Max 585 00000 1546134 00015 01032 00000 -93930
ENVELOPE Min 015 00000 -1602940 -00015 -00945 -00003 -1807980
ENVELOPE Min 061 00000 -1600942 -00007 -00945 00000 -1124508
ENVELOPE Min 108 -00001 -1598944 00000 -00945 00000 -483534
ENVELOPE Min 154 -00009 -1596945 00000 -00945 00000 -72489
ENVELOPE Min 200 -00017 -1594947 00000 -00945 -00006 163564
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
142
Tabel 415 Resume Gaya luar envelope balok komposit 350 x 175 x 7 x 11
(lanjutan)
Load CaseCombo Station P V2 V3 T M2 M3
m kN kN kN kN-m kN-m kN-m
ENVELOPE Min 250 00000 -138749 -00009 -00032 00000 224275
ENVELOPE Min 300 00000 -136409 00000 -00032 00000 283264
ENVELOPE Min 350 -00009 -134068 00000 -00032 00000 259583
ENVELOPE Min 400 -00017 -131728 00000 -00032 -00006 208160
ENVELOPE Min 446 00000 267215 -00009 00146 00000 -14744
ENVELOPE Min 493 00000 268547 -00001 00146 00000 -341901
ENVELOPE Min 539 -00007 269880 00000 00146 00000 -951197
ENVELOPE Min 585 -00015 271212 00000 00146 -00003 -1655771
Didapat M+max 122057 KN m dan M-
max -180798 KN m
a Kontrol momen positif
- menentukan lebar efektif pelat beton
1 be lt
be lt
be lt 075
2 be lt bo
be lt 1
sehingga digunakan be = 075 meter
akibat adanya lubang pada floor deck maka digunakan bekivalen
bekivalen =
= = 614633 mm
- Menentukan nilai n
Ebeton = 4700 = 4700 radic25 = 23500
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
143
Ebaja = 200000
n = = = 851
- Menentukan lebar transformasi penampang beton
=
= 723 cm
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Pelat Beton 864 6 5184 Profil WF 6314 295 186263
sum 16546 sum 253147
ẏ = sum
sum =
= 1592 cm
Titik berat berada di profil baja titik pusat tarik baja profil
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Profil WF 6314 175 11049500 Flens -1925 3445 - 6631625 Web -1974 3249 - 6413526
sum 41916 sum 3776522
ẏ = sum
sum =
= 90097 cm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
144
momen nominal positif
a =
=
= 6311 mm
d1 = h - ӯ + tpelat = 350 - 90 + 120 = 380 mm
d2 = h - ӯ ndash (112) = 350 - 90 - 55 = 2545 mm
d3 = h - ӯ - tf - (2822) = 350 - 90 ndash 11 ndash 141 = 2349 mm
ϕMn = 09 085 a b fcrsquo ( d1- ) + 09 Asf fy (d2) + 09 Asw fy (d3)
ϕMn = 09 x [ 085 x 6311 x 750 x 25 x ( 380 -
) + 11 x 175 x 240 x 2545
+ 282 x 7 x 240 x 2349 ]
ϕMn = 4308 KN m gt Mu = 122057 KN m ( OK )
b Kontrol momen negatif
- Menentukan sumbu netral penampang
Tsr = Asr fyr
= 667 ( 503 ) 400
= 13413334
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
145
Tfd = As Fu
= 595 550
= 327250
T = Tsr + Tfd
= 13413334 + 327250
= 46138334
Cmax = As fy
= 6314 240
= 1515360
Cmax gt T maka titik berat berada pada profil baja
T + Ts = Cmax ndash Ts
2Ts = Cmax ndash T
Ts = 05 (1515360 ndash 46138334)
Ts = 52698833
Jika sumbu netral jatuh di web maka
b tf fy = Ts
h 7 240 = 52698833 ndash (175 11 240)
h =
= 3869 mm
- Menghitung garis kerja gaya pusat tekan
A ( cm2 ) y ( cm ) A y Profil WF 6314 17500 11049500 Flens -1925 34450 - 6631625 Web -270 31965 - 863068
sum 4119 sum 3554806
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
146
ӯ =
= 8630 mm
Momen terhadap pusat tekan
Tsr Mn1 = Tsr (d ndash ӯ + t ndash 24)
= 13413334 ( 350 ndash 8630 + 120 ndash 24 )
= 48247 KN m
Tfr Mn2 = Tfd ( d ndash ӯ + 25 )
= 327250 ( 350 - 8630 + 25)
= 94477 KN m
Ts flens Mn3 = Tf ( d ndash ӯ ndash (112) )
= 462000 ( 350 ndash 8630 ndash 55 )
= 119288 KN m
Ts web M4 = Tw ( d ndash ӯ ndash 11 ndash (38692) )
= 37464 ( 350 ndash 8630 ndash 11 ndash 1934 )
= 15167 KN m
Mn = Mn1 + Mn2 + Mn3 + Mn4
= 48247 + 94477 + 119288 + 15167
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
147
= 277179 KN m
ϕ Mn = 09 Mn
= 09 277179
= 249461 KN m gt 180798 KN m (OK)
D Dimensi Penghubung Geser (Shear Conector)
Gaya horizontal akibat aksi komposit penuh
Vh = 085 a b = 085 x 6311 x 750 x 25 = 1005816 N
Digunakan Stud connector ⅝rdquo luas satu buah stud connector adalah
Asc = d2 = 158752 =19801 mm2
Kuat geser satu buah shear connector
Qn = 05 Asc lt Rg Rp Asc fu
Qn = 05 x 19801 x radic25 23500 lt 085 x 075 x 19801 x 550
Qn = 7588676 N lt 69427
Jumlah shear connector yang di butuhkan
N = = = 1448 ~ 15 buah untuk setengah bentang
Total kebutuhan shear connector adalah 28 buah untuk semua bentang Jika
dipasang dua buah shear connector pada setiap penampang melintang maka
jarak shear connector adalah
S = = 400 mm
Smin = 6d = 6 x 15875 = 9525 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
148
Smax = 8t = 8 x 120 = 960 mm
Strans = 4d = 4 x 15875 = 635 mm
Sehingga digunakan shear connector 2 x (⅝rdquo x 65 cm) dengan jarak 25
cm
E Kontrol Geser
Menghitung gaya geser ultimate
Vu = 160294
Menghitung gaya geser nominal
ϕVn = 09 (06 fy) h tw
ϕVn = 09 x 06 x 240 x 328 x 7
ϕVn = 29756 KN gt Vu = 160294 KN (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
149
425 Dimensi Sambungan
4251 Sambungan Balok Kolom
1 Sambungan Balok Kolom IWF 350 x 175 x 7 x 11 (ϕMP = 182 KN m)
Gambar 416 Rencana sambungan balok kolom IWF 350 x 175 x 7 x 11
Data geometri sambungan
pfo = 80 pfi = pb = 60 mm
h0 = hpr + pfo = 350 + 80 = 430 mm
h1 = hpr ndash tf ndash pfi = 350 ndash 11 ndash 60 = 279 mm
h2 = hpr ndash tf ndash pfi ndash pb = 350 ndash 11 ndash 60 ndash 60 = 219 mm
g = 95 mm
de = 50 mm
bp = 175 mm
hst = 130 mm -gt Lst = = = 22516 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
150
- Momen rencana sambungan (tebal pelat rencana 24 mm)
Muc = Mp + Vu (Lst + tp)
= 182 + 1603 x ( 22516 + 24 )10-3
= 22194 KN m
- Kontrol tebal end-plate
s =
= radic175 95
= 64468 mm
Yp = lang rang 2 lang rang lang rang
2
1 lang 34rang 2
42
Yp = 279 lang rang 219 lang
rang 430 lang rang
295
279 lang60 3 604
rang 219 64468 604
952
Yp = 113067 + 983126 + 475
Yp = 216129
t =
=
= 2297 lt t (24 mm) (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
151
- Kontrol tebal pelat pengaku
Direncanakan tebal pelat pengaku = 10 mm
tst = 10 mm (hst = 130 mm Lst = 22516 mm)
cek tekuk lokal
lt 056
lt
13 lt 1616 (OK)
- Kontrol Sambungan Baut
Digunakan baut A325 M20 (Ab = 31428 mm2 )
Tegangan nominal tarik baut bergantung pada gaya geser ultimate
fnt = 620 MPa
fnv = 372 MPa
frv =
=
= 51 MPa
fnrsquo = 13 fnt -
frv lt fnt
fnrsquo = 13 x 620 -
x 51 lt 620
fnrsquo = 693 lt 620
sehingga tegangan tarik maximum yang digunakan adalah 620 MPa
momen tahanan sambungan baut adalah
ϕMnp = 2ϕPt sum
= 2ϕPt (h0 + h1 + h2)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
152
= 2 075 31428 620 ( 430 + 279 + 219 )
= 271236 KN m gt Muc = 22194 KN m (OK)
- Kontrol las
Digunakan las dengan tebal las maximum yaitu
tlas 1 = 6 mm untuk las vertical
tlas 2 = 9 mm untuk las horizontal
Menentukan tiitk berat las
Las
(i)
1 2hst tlas 1 = 1560 = 424
2 2b2 tlas 2 = 1377 = 3635
3 2b1 tlas 2 = 1404 = 3435
4 2h1 tlas 1 = 3936 = 184
5 2b1 tlas 2 = 1404 = 245
6 2b2 tlas 2 = 1377 = 45
sum A = 9681
61965
2409072sum AY =
05tlas
tf + 15tlas 34398
hpr ‐ tf + tlas 482274
05hpr + tlas 724224
hpr + 05hst + tlas 661440
hpr + 15tlas 5005395
Luas (Ai) Jarak ke sumbu x (yi) Ai x yi
(mm2) (mm) mm
3
h1 = hpr ndash 2tf
= 350 ndash 211
= 328 mm
b1 = 05 [be - tw - 2tlas)
= 05 [175 ndash 7 ndash 26]
= 78 mm
b2 = 05 [be ndash tst - 2tlas)
= 05 [175 ndash 10 ndash 26]
= 765 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
153
ӯ = sumAy
sumA =
2409072 = 248845 mm
kekuatan las
fEXX = 490 MPa (E60)
ϕRn = 075 te 06 fEXX
= 075 x 0707 x 6 x 06 x 490
= 93536 N
Kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 7 x 06 x 370
= 11655 N
Kekuatan las menentukan kekuatan sambungan las dipengaruhi oleh geser
dan lentur sehingga tegangan geser untuk lentur
frv = = = 1655 MPa
fn =
= 490 1655
= 4897 MPa
Momen lentur nominal las
ϕfu = 075 0707 06 fEXX
= 075 x 0707 x 06 x 4897
= 155804 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
154
momen plastis terhadap garis netral adalah
Mn = 22914 KN m gt Muc = 22194 KN m (OK)
Las Luas (Ai) ϕfu Gaya Las
(i) (mm2) Mpa KN
1 1560 155804 2430542 1377 155804 2145423 1404 155804 2187494 3936 155804 6132455 1404 155804 2187496 1377 155804 214542
397664907552422
229140sum Mn
01150095006502240244
Mn
KN m425722459820706
Lengan kopel
m0175
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
155
2 Sambungan Balok Kolom IWF 300 x 150 x 65 x 9 (ϕMP = 113 KN m)
Gambar 417 Rencana sambungan balok kolom IWF 300 x 150 x 65 x 9
Data geometri sambungan
pfo = 80 pfi = 60 mm
h0 = hpr + pfo = 300 + 80 = 380 mm
h1 = hpr ndash tf ndash pfi = 300 ndash 9 ndash 60 = 231 mm
g = 70 mm
de = 75 mm
bp = 150 mm
hst = 155 mm -gt Lst = = 26846mm
- Momen rencana sambungan (tebal pelat rencana 24 mm)
Muc = Mp + Vu (Lst + tp)
= 113 + 285 x ( 26846 + 14 )10-3
= 12105 KN m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
156
- Kontrol tebal end-plate
s =
= radic150 70
= 51234 mm
Yp = lang rang lang rang
2
1lang rang 0
Yp = 231 lang
rang 380 lang
rang
270
231lang51234 51234rang 380 75 80
Yp = 131069 + 235914
Yp = 366983
t =
=
= 1302 lt t (14 mm) (OK)
- Kontrol tebal pelat pengaku
Direncanakan tebal pelat pengaku = 10 mm
tst = 10 mm (hst = 155 mm Lst = 26846 mm)
cek tekuk lokal
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
157
lt 056
lt
155 lt 1616 (OK)
- Kontrol Sambungan Baut
Digunakan baut A325 M20 (Ab = 31428 mm2 )
Tegangan nominal tarik baut bergantung pada gaya geser ultimate
fnt = 620 MPa
fnv = 372 MPa
frv =
=
= 16 MPa
fnrsquo = 13 fnt -
frv lt fnt
fnrsquo = 13 x 620 -
x 16 lt 620
fnrsquo = 770 lt 620
sehingga tegangan tarik maximum yang digunakan adalah 620 MPa
momen tahanan sambungan baut adalah
ϕMnp = 2ϕPt sum
= 2ϕPt (h0 + h1)
= 2 075 31428 620 ( 380 + 231)
= 17858 KN m gt Muc = 12105 KN m (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
158
- Kontrol las
Digunakan las dengan tebal las maximum yaitu
tlas 1 = 6 mm untuk las vertical
tlas 2 = 7 mm untuk las horizontal
Menentukan tiitk berat las
ӯ = sumAy
sumA =
1999635 = 228190 mm
Las
(i)
1 2hst tlas 1 = 1860 = 3865
2 2b2 tlas 2 = 1152 = 3135
3 2b1 tlas 2 = 11835 = 2955
4 2h1 tlas 1 = 3384 = 159
5 2b1 tlas 2 = 11835 = 225
6 2b2 tlas 2 = 1152 = 45
sum A = 8763
tf + 15tlas 2662875
05tlas 5184
sum AY = 1999635
hpr ‐ tf + tlas 34972425
05hpr + tlas 538056
hpr + 05hst + tlas 718890
hpr + 15tlas 361152
Luas (Ai) Jarak ke sumbu x (yi) Ai x yi
(mm2) (mm) mm
3
h1 = hpr ndash 2tf
= 300 ndash 29
= 282 mm
b1 = 05 [be - tw - 2tlas)
= 05 [150ndash 65 ndash 26]
= 6575 mm
b2 = 05 [be ndash tst - 2tlas)
= 05 [150 ndash 10 ndash 26]
= 64 mm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
159
kekuatan las
fEXX = 490 MPa
ϕRn = 075 te 06 fEXX
= 075 x 0707 x 6 x 06 x 490
= 935361 N
Kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 65 x 06 x 370
= 108225 N
Kekuatan las menentukan kekuatan sambungan las dipengaruhi oleh geser
dan lentur sehingga tegangan geser untuk lentur
frv = = = 325 MPa
fn =
= 490 325
= 4899 MPa
Momen lentur nominal las
ϕfu = 075 0707 06 fEXX
= 075 x 0707 x 06 x 4899
= 155861 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
160
momen plastis terhadap garis netral adalah
Mn = 188227 KN m gt Muc = 12105 KN m (OK)
Las Luas (Ai) ϕfu Gaya Las
(i) (mm2) Mpa KN
1 1860 155861 2899012 1152 155861 1795523 11835 155861 1844614 3384 155861 5274345 11835 155861 1844616 1152 155861 179552
sum Mn 188227
0069 364930206 379420224 40164
0158 458940085 153170067 12416
Lengan kopel Mn
m KN m
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
161
4251 Sambungan Balok Balok
1 Sambungan Balok Balok IWF 300 x 150 x 65 x 9 (ϕVn = 2527 KN m)
Gambar 418 Rencana sambungan balok balok IWF 300 x 150 x 65 x 9
Dicoba 5 buah baut M16 (AB = 20114 mm2) dengan tebal pelat 8 mm
fnv = 372 MPa
Kekuatan geser baut
ϕRn = 075 fn AB
= 075 x 372 x 20114
= 5611 KN
Kekuatan tumpuan baut
ϕRn = 12 lc t fu lt 24 d t fu
ϕRn = 12 x 32 x 8 x 370 lt 24 x 16 x 8 x 37
ϕRn = 113664 lt 113664
Jumlah baut perlu
nBAUT =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
162
=
= 45 ~ 5 baut
Untuk baut diameter 16 jarak ke tepi
Jarak minimum = 22 mm (tabel 227)
Jarak maximum = 12 tmin = 12x 6 = 72 mm
Diambil 34 mm
Untuk baut diameter 16 jarak antar baut
Jarak minimum = 3d = 3 x 16 = 48 mm
Jarak maximum = 14 tmin = 14 x 6 = 84 mm
Diambil 50 mm
Kontrol Pelat
ϕVn = 09 x 06 x Ag x fy
= 09 x 06 x 268 x 8 x 240
= 2778 KN gt 2527 KN
Kontrol Las
kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 65 x 06 x 370
= 1082 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
163
kekuatan las transversal
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490
= 779467 Nmm
kekuatan las longitudinal
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490 x ( 1 + 05sin15 90 )
= 116920 Nmm
Sehingga kekuatan sambungan las adalah
P =sum ϕRn min x L
= 779467 x 268 + 1082 x 1295
= 349 KN gt 2527 KN (OK)
Gambar 419 Detail sambungan balok balok IWF 300 x 150 x 65 x 9
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
164
2 Sambungan Balok Balok IWF 250 x 125 x 6 x 9 (ϕVn = 1944 KN m)
Gambar 420 Rencana sambungan balok balok IWF 250 x 125 x 6 x 9
Dicoba 4 buah baut M16 (AB = 20114 mm2) dengan tebal pelat 8 mm
fnv = 372 MPa
Kekuatan geser baut
ϕRn = 075 fn AB
= 075 x 372 x 20114
= 5611 KN
Kekuatan tumpuan baut
ϕRn = 12 lc t fu lt 24 d t fu
ϕRn = 12 x 32 x 8 x 370 lt 24 x 16 x 8 x 370
ϕRn = 113664 lt 113664
Jumlah baut perlu
nBAUT =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
165
=
= 346 ~ 4 baut
Untuk baut diameter 16 jarak ke tepi
Jarak minimum = 22 mm (tabel 227)
Jarak maximum = 12 tmin = 12x 6 = 72 mm
Diambil 34 mm
Untuk baut diameter 16 jarak antar baut
Jarak minimum = 3d = 3 x 16 = 48 mm
Jarak maximum = 14 tmin = 14 x 6 = 84 mm
Diambil 50 mm
Kontrol Pelat
ϕVn = 09 x 06 x Ag x fy
= 09 x 06 x 218 x 8 x 240
= 22602 KN gt 1944 KN
Kontrol Las
kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 6 x 06 x 370
= 999 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
166
kekuatan las transversal
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490
= 779467 Nmm
kekuatan las longitudinal
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490 x ( 1 + 05sin15 90 )
= 116920 Nmm
Sehingga kekuatan sambungan las adalah
P =sum ϕRn min x L
= 779467 x 268 + 999 x 1295
= 33826 KN gt 1944 KN (OK)
Gambar 421 Detail sambungan balok balok IWF IWF 250 x 125 x 6 x 9
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
167
3 Sambungan Balok Balok IWF 200 x 100 x 55 x 8 (ϕVn = 1422 KN m)
Gambar 422 Rencana sambungan balok balok IWF 200 x 100 x 55 x 8
Dicoba 3 buah baut M16 (AB = 20114 mm2) dengan tebal pelat pengaku 8 mm
fnv = 372 MPa
Kekuatan geser baut
ϕRn = 075 fn AB
= 075 x 372 x 20114
= 5611 KN
Kekuatan tumpuan baut
ϕRn = 12 lc t fu lt 24 d t fu
ϕRn = 12 x 32 x 8 x 370 lt 24 x 16 x 8 x 370
ϕRn = 113664 lt 113664
Jumlah baut perlu
nBAUT =
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
168
=
= 253 ~ 3 baut
Untuk baut diameter 16 jarak ke tepi
Jarak minimum = 22 mm (tabel 227)
Jarak maximum = 12 tmin = 12 x 6 = 72 mm
Diambil 34 mm
Untuk baut diameter 16 jarak antar baut
Jarak minimum = 3d = 3 x 16 = 48 mm
Jarak maximum = 14 tmin = 14 x 6 = 84 mm
Diambil 50 mm
Kontrol Pelat
ϕVn = 09 x 06 x Ag x fy
= 09 x 06 x 168 x 8 x 240
= 174 KN gt 1422 KN
Kontrol Las
kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 55 x 06 x 370
= 91575 Nmm
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
169
kekuatan las
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490
= 779467 Nmm
Sehingga kekuatan sambungan las adalah
P = ϕRn min x L
= 779467 x 268
= 20889 KN gt 158 KN (OK)
Gambar 423 Detail sambungan balok balok IWF 200 x 100 x 55 x 8
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
170
4 Sambungan Balok Balok L 70 x 70 x 7 (ϕVn = 635 KN m)
Gambar 424 Rencana sambungan balok balok L 70 x 70 x 7
Kontrol las dengan tebal 5 mm
kekuatan geser pelat
ϕRn = 075 fn BM ABM
= 075 x 6 x 06 x 370
= 999 Nmm
kekuatan las
ϕRn = 075 fne AWE
= 075 x 0707 x 5 x 06 x 490
= 779467 Nmm
Sehingga kekuatan sambungan las adalah
P = ϕRn min x L
= 779467 x 110
= 8574 KN gt 635KN (OK)
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
171
BAB V
KESIMPULAN DAN SARAN
51 Kesimpulan
Dari hasil perhitungan dan analisa yangtelah dilakukan maka dapat diambil
kesimpulansebagai berikut
1 Dari hasil analisa perhitungan struktur sekunder didapatkan
Pelat lantai elevasi + 580 menggunakan Bondex LYSAGHT
INDONESIA BMT = 07 mm dengan tebal plat beton 120 mm dan untuk
elevasi lain nya digunakan pelat chekered t = 45 mm dengan siku L 70 x
70 x 7 sebagai pengaku
Balok anak lantai pabrik
1 WF 250 x 125 x 6 x 9 untuk elevasi + 580 m
2 WF 200 x 100 x 55 x 8 untuk elevasi yang lain
Gording dengan profil CNP 150 x 50 x 20 x 32
Sagrod Oslash 10 mm
Ikatan angin Oslash 22 mm
Balok tangga UNP 200 x 80 x 75 x 11
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
172
2 Dari hasil analisa perhitungan struktur primer didapatkan
Kolom 350 x 350 x 12 x 19 untuk elevasi +000 sd +1640 pada portal 7
portal 6 dan portal 5
Kolom 300 x 300 x 10 x 15 untuk portal 12 portal 11 portal 10 portal 8
dan portal 7 portal 6 portal 5 dari elevasi +1640 sd +3550
Kolom 200 x 200 x 8 x 12 untuk kolom pendukung pada portal 8 dan 9
Balok 350 x 175 x 7 x 11 komposit untuk elevasi +580
Balok 350 x 175 x 7 x 11 untuk balok atap
Balok 300 x 150 x 65 x 9 komposit untuk balok induk semua elevasi
sesuai gambar kerja
3 Rekapitulasi gaya pada struktur
Tabel 51 Resume gaya luar dan stress ratio kolom
No Dimensi Profil Pu Mux Muy ϕPn ϕMnx ϕMny Stress
Ratio KN KN m KN m KN KN m KN m
1 350 x 350 x 12 x 19 -171412 -7624 -5979 308307 51924 25377 0938
2 300 x 300 x 10 x 15 -54867 -7138 -1717 238600 31937 14724 0710
3 200 x 200 x 8 x 12 -5225 -1217 -612 69605 9547 5244 0334
Tabel 52 Resume gaya luar dan stress ratio balok komposit
No Dimensi Profil M+
max M-max ϕM+ ϕM-
KN m Stress
Ratio (M+) Stress Ratio
(M+) KN m KN m KN m
1 350 x 175 x 7 x 11 122057 180798 43080 249461 0283 0724
2 300 x 150 x 65 x 9 3774 6125 25442 17133 0148 0357
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
173
52 Saran
Perencanaan struktur harus mempertimbangkan aspek teknis ekonomi dan
estetika Pemodelan yang sederhana dapat mempermudah pekerjaan analisa
struktur dan diharapkan hasil yang mendekati kondisi sesungguhnya Perlu
dilakukan analisa geoteknik untuk menentukan titik jepit sesungguhnya agar
mendapatkan hasil prilaku struktur yang sebenarnya
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
188
DAFTAR PUSTAKA
Anonim1 1983 Peraturan Pembebanan Indonesia untuk Gedung 1983
Yayasan Lembaga Penyelidikan Masalah Bangunan
Anonim2 2002 Tatacara Perencanaan Struktur Beton Untuk Bangunan Gedung
SNI 03-2478-2002 Badan Standardisasi Nasional
Anonim3 2012 Tata Cara Perencanaan Ketahanan Gempa Untuk Struktur
Bangunan Gedung Dan Non Gedung SNI-1726-2012 Badan
Standardisasi Nasional
Anonim4 2015 Spesifikasi untuk bangunan baja gedung baja struktural SNI
1729-2015 Badan Standardisasi Nasional
Asroni A 2010 Balok dan Pelat Beton Bertulang Yogyakarta Graha Ilmu
Dewobroto Wiryanto 2015 Struktur Baja Perilaku Analisis Dan
Disain ndash AISC 2010 Tangerang LUMINA Press
Fakhrur Rozi Muhammad 2014 ldquoPengaruh Panjang Daerah Pemasangan Shear
Connector Pada Balok Komposit Terhadap Kuat Lenturrdquo Jurnal Rekayasa
Teknik Sipil Vol 2 No 2 4
Oentoeng 1999 Konstruksi Baja Yogyakarta ANDI
Salmon CG dkk 1995 Struktur Baja Disain Dan Perilaku Jakarta Erlangga
Schueller Wolfgang 1989 Struktur Bangunan Bertingkat Tinggi
Bandung PT ERESCO
Schodek Daniel L 1991 Struktur Bandung PT ERESCO
Setiawan Agus 2008 Perencanaan Struktur Baja dengan Metode LRFD
Jakarta Erlangga
Smith JC Structural Steel Design LRFD Approach Canada Jhon Wlwy amp
Sons 1991
Park R 1989 Evaluation of Ductility of Structures And Structural Assemblages
From Laboratory TestingBulletin of the New Zealand National Society for
Earthquake Engineering Vol 22 No 3 Sepetember 1989New Zealand
University of Canterbury
McComarc JC Structural Steel Design New York Harper amp Row 1981
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
xvi
Murray TM dan SummerEA 2003 ldquoExtended End-Plate Moment Connections
Seismic and Wind Applications 2nd Editionrdquo Steel Design Guide Series -
4 American Institute of Steel Construction Inc
Wijaya PK Panjang efektif Untuk Tekuk Torsi Lateral Pada Balok Baja
Dengan Penampang I Konferensi Nasional Teknik Sipil 7 2013
UNIVERSITAS SUMATERA UTARA
- Cover
- Abstrak
- KATA PENGANTAR
- DAFTAR ISI
- BAB I
- BAB II
- BAB III
- BAB IV
- BAB V
- Daftar Pustaka
-
top related