jembatan precast

Cut Retno Masnul : Analisa Prestress (Post-Tension) Pada Precast Concrete U Girder (Studi Kasus Pada Jembatan Flyover Amplas), 2009. USU Repository © 2009

ANALISA PRESTRESS (POST-TENSION) PADA PRECAST CONCRETE U GIRDER

“Studi Kasus Pada Jembatan Flyover Amplas”

TUGAS AKHIR

Cut Retno Masnul 05 0404 032

Pembimbing

Prof. Dr.-Ing. Johannes Tarigan NIP.130 905 362

BIDANG STUDI STRUKTUR DEPARTEMEN TEKNIK SIPIL

FAKULTAS TEKNIK USU 2009


ABSTRAK

Pekerjaan struktural pembuatan jembatan Flyover Amplas merupakan pekerjaan Flyover kedua dikota Medan dan pekerjaan struktur pertama yang menggunakan balok U sebagai beam atau girder. Girder jembatan Flyover Amplas merupakan balok beton precast segmental yang kemudian disatukan untuk menjadi girder dengan system prategang. Karena terjadi revisi pada mutu beton pelat jembatan (dari K-300 menjadi K-350), maka perlu dilakukan analisa ulang perhitungan prestress PC U girder FO Amplas. Keterbatasan lahan dan berbagai alasan teknis lainnya juga menjadi kendala pekerjaan PC U girder pada proyek ini sehingga harus dilakukan analisa perbandingan metode kerja stressing dan erection girder yang paling paling efektif dan efisien. Metode kerja stressing post-tension dan erection dengan portal hoist dipilih untuk dilaksanakan dalam pekerjaan proyek FO Amplas. Dari hasil analisa terhadap PCU girder menunjukkan bahwa girder bentuk U dengan mutu plat yang telah direvisi pada proyek pembangunan Flyover Amplas mampu menerima beban rencana sebesar 1748.28 t/m . Selain itu metode kerja stressing kabel prategang dan erection girder telah disesuaikan dan yang paling efektif dan efisien dengan kondisi actual dilapangan. Kata kunci : Beton prategang, PC U girder, stressing PCU girder, erection PCU

girder.


DAFTAR ISI

Abstrak ………………………………………………………………………… . i

Daftar Isi ………………………………………………………………………. . ii

Daftar Tabel …………………………………………………………………… . v

Daftar Gambar ……………………………………………………………….... . vii

Daftar Notasi …………………………………………………………………... . xi

Prakata …………………………………………………………………………. . xiii

I. BAB I

Latar Belakang Masalah ……………………………………………. . 1

Tujuan dan Manfaat ………………………………………………… . 4

Pembatasan Masalah ………………………………………………... . 4

Metodologi Pembahasan ……………………………………………. . 5

II. BAB II

Umum ………………………………………………………………. . 6

Precast Concrete U Girder ………………………………………….. . 9

Perhitungan Prategang Girder ……………………………………… . 12

2.3.1. Desain Material ......................................................................... . 12

2.3.2. Analisa Penampang ................................................................... . 28

2.3.3. Desain Pembebanan .................................................................. . 29

2.3.4. Tegangan-tegangan Izin Maksimum di Betom ......................... . 32

2.3.5. Sistem Prategang ....................................................................... . 33

2.3.6. Sistem Penegangan Tendon ...................................................... . 33

2.3.7. Besar Gaya Prategang ............................................................... . 34

2.3.8. Kehilangan Gaya Prategang ...................................................... . 36


Tahapan Pembebanan ………………………………………………. . 42

2.4.1. Tahap Awal ............................................................................... . 42

2.4.2. Tahap Antara …………………………………………………. . 43

2.4.3. Tahap Akhir ………………………………………………….. . 44

2.5. Pekerjaan Stressing oleh Vorspann System Losinger ………………. . 44

2.5.1. Material Prestressing ……………………………………….... . 44

2.5.2. Peralatan Pekerjaan Stressing ................................................... . 45

2.5.3. Alur Kerja Pekerjaan Stressing ................................................. . 48

2.6. Erection PC U Girder dengan Portal Hoise ........................................ . 49

2.6.1. Survei Lapangan ....................................................................... . 49

2.6.2. Persiapan Lokasi Kerja ............................................................. . 49

2.6.3. Persiapan Stock Girder ............................................................. . 50

2.6.4. Proses Erection ......................................................................... . 51

III. BAB III

Umum ………………………………………………………………. . 52

Perhitungan Precast Concrete U Girder …………………………….. . 57

3.2.1. Material ..................................................................................... . 57

3.2.2. Analisa Penampang .................................................................. . 61

3.2.3. Beban-beban yang Berkerja ...................................................... . 69

3.2.4. Momen Tengah Bentang ............................................................ 73

3.2.5. Kabel Prestress ......................................................................... . 78

Prosedur Kerja Stressing …………………………………………… . 94

3.3.1. Pekerjaan Instalasi .................................................................... . 94

3.3.2. Pekerjaan Stressing ................................................................... . 96


3.3.3. Stressing Method ...................................................................... . 98

3.3.4. Pekerjaan Grouting ................................................................... . 99

Prosedur Kerja Erection Girder …………………………………….. . 100

3.4.1. Sistem Erection PC U Girder ................................................... . 100

3.4.2. Pemasangan Portal Hoise ......................................................... . 102

3.4.3. Pengangkatan Girder dengan Gantri Crane .............................. . 102

3.4.4. Menggeser Girder dan Menempatkan ke Posisi Dudukannya .. 103

3.4.5. Finishing dengan Memesang Brussing Pengaman Girder ....... . 103

3.4.6. Pemindahan Alat ke Pier/Pilar Selanjutnya .............................. . 104

Pembahasan …………………………………………………………. . 112

3.5.1. Alasan Pemilihan PC U Girder ................................................. . 113

3.5.2. Stressing Metode Post-Tension oleh VSL ................................ . 121

3.5.3. Erection Dengan Portal Hise .................................................... . 133

IV. BAB IV

Kesimpulan …………………………………………………………. . 146

Saran ………………………………………………………………... . 147

Daftar Pustaka …………………………………………………………………. . xiv


DAFTAR TABEL

Tabel Judul Hal

1. Tabel 2.1 Nilai βα & 15

2. Tabel 2.2 Kawat-kawat untuk beton prategang 25

3. Tabel 2.3 Strand standart tujuh kawat untuk beton prategang 25

4. Tabel 2.4 Spesifikasi kabel strand 26

5. Tabel 2.5 Relaksasi dasar R1000 untuk Australian steel (AS 3600-1988) 27

6. Tabel 2.6 Relaksasi jangka panjang R~ (%) 28

7. Tabel 2.7 Faktor reduksi kekuatan (ACI 318-83) 32

8. Tabel 2.8 Nilai µ dengan variasi jenis ducts 37

9. Tabel 2.9 Nilai pβ dengan variasi ukuran ducts 38

10. Tabel 2.10 Nilai Ksh untuk komponen struktur pasca tarik 40

11. Tabel 2.11 Nilai C 41

12. Tabel 2.12 Nilai Kre dan J 41

13. Tabel 2.13 Tegangan izin untuk batang lentur (Peraturan ACI) 43

14. Tabel 3.1 Hasil analisa tampang Section I (sebelum & sesudah revisi) 62

15. Tabel 3.2 Hasil analisa tampang Section II (sebelum & sesudah revisi) 63

16. Tabel 3.3a Hasil analisa tampang Section III (sebelum revisi) 64

17. Tabel 3.3b Hasil analisa tampang Section III (setelah revisi) 64

18. Tabel 3.4a Hasil analisa tampang Section IV (sebelum revisi) 65

19. Tabel 3.4b Hasil analisa tampang Section IV (setelah revisi) 65

20. Tabel 3.5a Hasil analisa tampang komposit Section I (sebelum revisi) 66

21. Tabel 3.5b Hasil analisa tampang komposit Section I (setelah revisi) 66


22. Tabel 3.6a Hasil analisa tampang komposit Section II (sebelum revisi) 66

23. Tabel 3.6b Hasil analisa tampang komposit Section II (setelah revisi) 66

24. Tabel 3.7a Hasil analisa tampang komposit Section III (sebelum revisi) 56

25. Tabel 3.7b Hasil analisa tampang komposit Section III (setelah revisi) 67

26. Tabel 3.8a Hasil analisa tampang komposit Section IV (sebelum revisi) 67

27. Tabel 3.8b Hasil analisa tampang komposit Section IV (setelah revisi) 67

28. Tabel 3.9a Kesimpulan analisa tampang Section I (sebelum revisi) 67

29. Tabel 3.9b Kesimpulan analisa tampang Section I (setelah revisi) 68

30. Tabel 3.10a Kesimpulan analisa tampang Section II (sebelum revisi) 68

31. Tabel 3.10b Kesimpulan analisa tampang Section II (setelah revisi) 68

32. Tabel 3.11a Kesimpulan analisa tampang Section III (sebelum revisi) 68

33. Tabel 3.11b Kesimpulan analisa tampang Section III (setelah revisi) 68

34. Tabel 3.12a Kesimpulan analisa tampang Section IV (sebelum revisi) 69

35. Tabel 3.9b Kesimpulan analisa tampang Section IV (setelah revisi) 69

36. Tabel 3.13a Hasil perhitungan kabel (sebelum revisi) 79

37. Tabel 3.13b Hasil perhitungan kabel (setelah revisi) 79

38. Tabel 3.14 Angker multi strand DSI 124

39. Tabel 3.15 Dead end anchor DSI 125

40. Tabel 3.16 Dongkrak hidraulik DSI 127


DAFTAR GAMBAR

Gambar Judul Hal

1. Gambar 1.1 Balok U Girder 2

2. Gambar 2.1 Potongan melintang balok U girder ditengah bentang 7

3. Gambar2.2 Penentuan koordinat titik duct tendon 9

4. Gambar 2.3 Instalasi duct 10

5. Gambar 2.4 Girder siap untuk dicor 11

6. Gambar 2.5 Girder yang telah dicor dan akan dipindahkan 11

7. Gambar 2.6 Penurunan PCU girder dari truk container 12

8. Gambar 2.7 Penegangan post-tension 14

9. Gambar 2.8 Kurva tegangan-regangan tipikal untuk beton 18

10. Gambar2.9 Kurva tegangan-regangan berbagai variasi kekuatan tekan

beton 18

11. Gambar 2.10 Modulus tangent dan modulus sekan pada beton 19

12. Gambar 2.11 Kurva regangan-waktu 21

13. Gambar 2.12 Kurva susut-waktu 22

14. Gambar 2.13 Strand prategang 7 kawat (a). standart dan (b). yang

dipadatkan 24

15. Gambar 2.14 PC Strand ASTM A416/A416M-1998 26

16. Gambar 2.15 Koefisien relaksasi k1 (AS 3600-1988) 27

17. Gambar 2.16 Variasi gaya prategang terhadap draw-in pada angkur 38

18. Gambar 2.17 Duct pembungkus tendon 45

19. Gambar 2.18 Angkur pada girder 45


20. Gambar 2.19 Hydraulic Pump PE 550 (1 Phase) 46

21. Gambar 2.20 Hydraulic Jack TCH 46

22. Gambar 2.21 Hydraulic Jack SA 507 / ZPE-7/A (7S) 47

23. Gambar 3.17 Diagram alur kerja stressing 48

24. Gambar 3.24 Diagram alur metode erection PCU Girder dengan Portal

Hoist 89

25. Gambar 3.1 Lay Out Tendon girder L=31.9 m. Proyek pembangunan

Flyover Amplas 53

26. Gambar 3.2 Potongan melintang lay out tendon, Proyek Pembangunan

Flyover Amplas 54

27. Gambar 3.3 Skets bentang girder 55

28. Gambar 3.4 Skets cross section PCU girder ditengah bentang 56

29. Gambar 3.5 Sket cross section girder U 61

30. Gambar 3.6 Section I 62

31. Gambar 3.7 Section II 63

32. Gambar 3.8 Section III 63

33. Gambar 3.9 Section IV 64

34. Gambar 3.10 Cross section balok komposit 65

35. Gambar 3.11 Profil kabel 78

36. Gambar 3.12 Pekerjaan persiapan pra stressing 96

37. Gambar 3.13 Metode stressing 98

38. Gambar 3.14 Proses gouting PC U girder 99

39. Gambar 3.15 Pemotongan kabel strand 100

40. Gambar 3.16 Model portal hoist 101


41. Gambar 3.17 Pengangkatan balok PCU girder 102

42. Gambar 3.18 Proses penggeseran balok PCU girder ketempatnya 103

43. Gambar3.19 Perletakan portal hoise crane sesuai kondisi aktual 104

44. Gambar 3.20 Pengaturan lalu jalur lintas kendaraan 105

45. Gambar 3.21a Pengangkatan U girder tahap I 106

46. Gambar 3.21b Pengangkatan U girder tahap I 107

47. Gambar 3.22a Pengangkatan U girder tahap II 108

48. Gambar 3.22b Pengangkatan U girder tahap II 109

49. Gambar 3.22c Pengangkatan U girder tahap II 110

50. Gambar 3.23 Pemindahan portal hoise ke bentang lain 111

51. Gambar 3.24 Proses erection U girder tampak samping 111

52. Gambar 3.25 Kondisi lokasi kerja proyek Flyover Amplas 112

53. Gambar 3.26 PC Voided slab 115

54. Gambar 3.27 Concrete box girder 117

55. Gambar 3.28 PC I Girder 119

56. Gambar 3.29 Bahan pelapis duct DSI 123

57. Gambar 3.30 Angker multi strand DSI 123

58. Gambar 3.31 Dead end anchor (angker mati) DSI 124

59. Gambar 3.32 Alat pendorong kabel strand DSI 126

60. Gambar 3.33 Proses penarikan baja strand DSI 126

61. Gambar 3.34 Dongkrak hidraulik DSI 127

62. Gambar 3.35 Buttonheads BBR 129

63. Gambar 3.36 Angker hidup VSL 130

64. Gambar 3.37 Dead end (angker mati) VSL 130


65. Gambar 3.38 Dongkrak hidraulik VSL 132

66. Gambar 3.39 Metode erection dengan portal hoise 135

67. Gambar 3.40 Mobile Crane 136

68. Gambar 3.41 Metode erection dengan mobile crane 136

69. Gambar 3.42 Contoh metode erection dengan Launcher Truss 137

70. Gambar 3.43 Letak titik pengangkatan bebrbagai metode erection 138

71. Gambar 3.44 Skets erection PCU girder metode portal hoise 139

72. Gambar 3.45 Skets erection PCU girder metode mobile crane 139

73. Gambar 3.46 Skets erection PCU girder metode luncher truss 140

74. Gambar 3.47a Pengaturan lalu jalur lintas kendaraan saat erection tahap 1 143

75. Gambar 3.47b Pengaturan lalu jalur lintas kendaraan saat erection tahap 1 144

76. Gambar 3.48 Ruang poral hoise 145

77. Gambar 3.49 Ruang mobile crane 146


DAFTAR NOTASI

e = eksentrisitas

Ec = Elastisitas beton

Es = Elastisitas baja strand

f`c = Kuat tekan beton saat masa pelayanan

f`ci = Kuat tekan beton saat awal penegangan kabel

f`td = kekuatan tarik langsung

f`tf = modulus keruntuhan (kekuatan tarik flexural)

Fr = Modulus repture

Io = Inersia penampang

Ix = Inersia arah x

Po = Gaya jacking force

Pi = Initial prestress force

R = Faktor reduksi dari benda uji kubus ke silinder

w = Berat jenis beton

Yb = Jarak dari pusat titik berat ke bawah balok

Ya = Jarak dari pusat titik berat ke atas balok

bkσ = Tegangan tekan beton

tε = Regangan total

eε = Regangan elastis

cε = Regangan rangkak

shε = Regangan susut


φ = Faktor reduksi kekuatan

σ top = Tegangan pada bagian atas balok

σ bottom = Tegangan pada bagian bawah balok

µ = Koefisien gesekan

α = Pengubah dari sudut kabel dari gaya ke jarak x

β = Deviasi angular wobble terhadap variasi selongsong tendon

A∆ = Besar nilai draw in yang ditentukan

PRAKATA

Puji dan syukur penulis panjatkan kehadirat Allah SWT yang telah memberikan

segala rahmat dan hidayah-Nya kepada penulis sehingga dapat menyelesaikan Tugas

Akhir ini yang berjudul ANALISA PRESTRESS (POST-TENSION) PADA PRECAST

CONCRETE U GIRDER “Studi Kasus Pada Jembatan Flyover Amplas”

Sehubungan dengan selesainya Tugas Akhir ini, maka penulis menyampaikan terima

kasih sebesar-besarnya kepada:


1. Dosen pembimbing penulis, Prof.Dr.-Ing. Johannes Tarigan.

2. Dosen penguji penulis, Ir. Mawardi S.

3. Dosen penguji penulis, Ir. M. Aswin, MT.

4. Dosen penguji penulis, Nursyamsi, ST, MT.

5. Mentor lapangan, Santoso WA, ST.

6. Mentor lapangan, Husein, ST, MT.

7. Teman terdekat saya, Halid Zulkarnain Hrp, ST.

8. Seluruh rekan yang telah ikut membantu saya baik secara moril maupun materil

selama proses penulisan Tugas Akhir saya ini.

Penulis menyadari bahwa penulisan atau penyusunan Tugas Akhir ini masih jauh

dari sempurna, oleh karena itu penulis mengharapkan saran dan kritik yang sifatnya

membangun sehingga dapat menyempurnakan penulisan selanjutnya. Semoga Tugas

Akhir ini dapat bermanfaat bagi kita semua. Amin.

Medan, Februari 2009

Cut Retno Masnul

BAB I

PENDAHULUAN

1.1. Latar Belakang Masalah

Proyek Pembangunan Fly Over Amplas Kotamadya Medan ini adalah salah

satu paket dari Satuan Kerja Non Vertikal Tertentu Pembangunan Jalan Dan


Jembatan Metropolitan Medan yang dilakukan oleh Direktorat Jenderal Bina Marga

Departemen Pekerjaan Umum. Proyek ini direncanakan mulai beroperasi pada Juli

2007 hingga Desember 2008. Posisi Fly Over Amplas (selanjutnya disebut FO

Amplas) tepat berada di simpang empat jalan Sisingamangaraja dan jalan

Pertahanan, dimana terminal amplas berada di jalan pertahanan yang sebagian besar

jalur keluar masuk kendaraannya melewati simpangan tersebut. Tidak adanya jalan

alternatif lain menyebabkan terjadinya penumpukan arus kendaraan di lokasi tersebut

yang menyebabkan kemacetan. Jalan Sisingamangaraja merupakan salah satu pintu

gerbang kendaraan memasuki Kota Medan dari arah Tanjung Morawa, dimana jalur

ini nantinya direncanakan menampung volume kendaraan tersebut.

Konstruksi Fly Over Amplas didesain untuk dapat menanggung beban yang

besar berupa:

1. Beban mati (dead load)

2. Beban mati tambahan (additional dead load)

3. Beban hidup (live load)

Bangunan struktural Fly Over Amplas secara garis besar terdiri dari bore pile,

footing, kolom, pier head, girder, dan slab lantai yang kesemuaan-nya berupa beton

bertulang. Dalam konstruksi-nya digunakan beton bertulang biasa cetak di tempat

(cast in place) dan khusus girder digunakan beton prategang pabrikan (precast).

alasan penggunaan girder beton prategang adalah girder jembatan merupakan

structural yang langsung menerima beban lalu-lintas setalah slab yang kemudian

menyalurkan beban tersebut ke kolom dan diteruskan ke pondasi.

FO Amplas menggunakan Precast Concrete U (PCU) sebagai girder-nya yang

terdiri dari balok beton (concrete) segmental pre-cast, yang menggunakan sistem


konstruksi beton prategang. Dengan menggunakan konstruksi beton prategang,

girder dapat didesain dengan efektif dan efisien juga ekonomis namun mampu

menanggung beban konstruksi yang telah direncanakan. Penggunaan beton bertulang

biasa akan menyebabkan dimensi beton dan baja tulangan girder sangat besar, yang

mengakibatkan konstruksi tersebut tidak lagi efektif, efisien dan ekonomis. Proyek

ini merupakan proyek pertama di Medan yang menggunakan U Girder sebagai balok

/ beam.

Gambar 1.1 Balok U Girder

Lingkup pekerjaan pada FO Amplas hingga saat ini telah mencapai pekerjaan

super struktur yaitu erection PCU Girder. Pekerjaan Erection PCU Girder merupakan

pekerjaan untuk menempatkan balok-balok U Girder ke Pier Head. Namun sebelum

dilakukannya erection girder, pekerjaan penting yang harus dilakukan pada girder

adalah proses stressing. Stressing girder adalah proses penarikan kabel tendon yang

ada didalam girder untuk menjadikan girder sebagai beton prategang. Pemberian

tegangan pada kabel tendon (stressing) dapat dilakukan dengan dua sistem, pre-

tensioning dan post-tensioning.

Pre-tensioning adalah prinsip cara penegangan dengan tendon ditegangkan

dengan alat pembantu sebelum tendon dicor atau sebelum beton mengeras dan gaya


prategang dipertahankan sampai beton cukup keras. Post-tensioning adalah prinsip

cara penegangan dengan kondisi beton yang telah terlebih dahulu dicor dan dibiarkan

mengeras sebelum diberi gaya prategangan, dan sistem inilah yang digunakan dalam

proses stressing U girder pada proyek pembangunan FO Amplas.

Penggunaan sistem post-tensioning dipilih karena pertimbangan:

1. Keterbatasan lahan di proyek FO Amplas untuk menjadi lokasi pencetakan

girder.

2. Dibutuhkan bentuk tendon yang melengkung. Pengerjaan stressing dengan

cara pre-tension akan sulit untuk membentuk tendon yang melengkung.

3. Dengan panjang bentang girder 37,9 m, penggunaaan sistem pre-tension akan

mahal dalam hal begisting.

4. Kemudahan pelaksanaan.

Girder pre-cast pada proyek ini dibuat oleh PT. Wijaya Karya Beton (Witon)

dengan jarak antara proyek dan pabrik ± 30 km. Dengan jarak ini pabrik akan

mengirimkan gider dengan menggunakan container. Panjang container disesuaikan

dengan panjang girder, dan itulah penyebab girder dicetak sebagai beton segmental

yang akan disambung menjadi kesatuan

Metode kerja stressing girder post-tensioning mengutamakan baja dalam posisi

seperti profil yang telah ditentukan, lalu dicor dalam beton (grouting), lekatan

dihindarkan dengan menyelubungi baja dengan membuat saluran/pipa untuk instalasi

kabel. Post-tensioning terdiri atas dua cara, sistem single dan double. Sistem single

adalah sistem stressing kabel strand dengan hanya menarik salah satu ujung kabel

strand saja. Sedang sistem double adalah sistem penarikan kabel strand dengan

mearik kedua ujung kabel.


Spesifikasi alat dan bahan telah memenuhi kebutuhan stressing girder pada

proyek FO Amplas. Pemilihan spesifikasi tersebut telah sesuai dengan hasil

perhitungan dan analisa yang telah dilakukan oleh VSL Engineering Corp. Ltd.

Namun hasil analisa tersebut perlu dianalisa kembali kebenarannya sebagai bahan

pembelajaran. beranjak dari kondisi ini, penulis tertarik mengangkat judul “Analisa

Prestress Precast Concrete U Girder Studi Kasus Pada Jembatan Flyover Amlpas”

1.2. Tujuan dan Manfaat

Tujuan penulisan makalah ini adalah untuk menganalisa prestress PCU girder

pada proyek pembangunan FO Amplas, baik analisa perhitungan maupun metode

pelaksanaan stressing, juga analisa metode pelaksanaan erection PCU girder.

Manfaat tulisan ini diharapkan dapat menjadi bahan referensi pembelajaran

tentang beton prategang pada girder U.

1.3. Pembatasan Masalah

Berdasarkan latar belakang diatas, maka dapat dirumuskan masalah sebagai

berikut:

1. Penganalisaan hitungan pra stressing PCU Girder cara penegangan post-

tension dari data VSL pada Proyek Pembangunan FO Amplas – Medan. Pada

Tugas Akhir ini dilakukan perhitungan ulang sesuai perhitungan dari VSL

dengan menggunakan mutu beton slab K-350.

2. Metode perhitungan VSL menggunakan batasan teori SNI T-12 2004, Bridge

Management System, AASHTO 1992, dan ACI


3. Penganalisaan metode pelaksanaan pekerjaan stressing PCU Girder, pada

Tugas Akhir ini dikhususkan pada metode pelaksanaan sistem VSL.

4. Penganalisaan metode kerja ereksi PCU girder dengan menggunakan portal

hoist.

1.4. Metodologi Pembahasan

Metode penyusunan laporan yang dilakukan adalah:

1. Dengan mengambil data-data yang diperoleh dari lapangan (data dari PT.

Wijaya Karya. Tbk)

2. Pengolahan data PCU girder kedalam bentuk analisis perhitungan

menggunakan metode teori SNI T-12 2004, Bridge Management System,

AASHTO 1992, dan ACI

3. Analisis metode kerja stressing girder metode VSL metode kerja erection

girder metode portal hoist (WIKA) dengan dibantu oleh beberapa sumber lain

sebagai pendukung yang terdapat dalam literature.

BAB II

LANDASAN TEORI

2.1. Umum

Girder jembatan Flyover Amplas berupa PCU Girder Prategang dengan

panjang bentang adalah 31.1m dan 37.9 m yang dibagi dalam 4 (empat) sampai 7


(tujuh) segmen, sehingga sebelum proses pemberian tegangan (selanjutnya disebut

stressing) segmental concrete terlebih dahulu disatukan/dilem dan lalu dilakukan

stressing.

Flyover Amplas merupakan bangunan jembatan yang perencanaannya diatur

dalam standart perencanaan jembatan SNI jembatan. Dalam perencanaannya menurut

SNI T-12-2004 umur rencana jembatan pada umumnya disyaratkan 50 tahun.

Namun untuk jembatan penting dan/atau berbentang panjang, atau yang bersifat

khusus, disyaratkan umur rencana 100 tahun.

Perencanaan harus berdasarkan pada suatu prosedur yang memberikan jaminan

keamanan pada tingkat yang wajar, berupa kemungkinan yang dapat diterima untuk

mencapai suatu keadaan batas selama umur rencana jembatan.

Perencanaan kekuatan balok, pelat, kolom beton bertulang sebagai

komponen struktur jembatan yang diperhitungkan terhadap lentur, geser, lentur dan

aksial, geser dan puntir, harus didasarkan pada cara Perencanaan berdasarkan

Beban dan Kekuatan Terfaktor (PBKT). Untuk perencanaan komponen struktur

jembatan yang mengutamakan suatu pembatasan tegangan kerja, seperti untuk

perencanaan terhadap lentur dari komponen struktur beton prategang penuh,

atau komponen struktur lain sesuai kebutuhan perilaku deformasinya, atau

sebagai cara perhitungan alternatif, dapat digunakan cara Perencanaan berdasarkan

Batas Layan (PBL).

Di samping itu, perencanaan harus memperhatikan faktor integriti

komponen-komponen struktur maupun keseluruhan jembatan, dengan

mempertimbangkan faktor-faktor berikut:

- Kontinuitas dan redundansi.


- Semua komponen struktur jembatan harus mempunyai ketahanan yang

terjamin terhadap kerusakan dan instabilitas sesuai umur jembatan yang

direncanakan.

- Aspek perlindungan eksternal terhadap kemungkinan adanya beban yang tidak

direncanakan atau beban berlebih.

Jembatan Flyover Amplas termasuk dalam golongan jembatan dengan gelagar

tipe box segmental pracetak. Gelagar jembatan terbuat dari bahan beton dengan mutu

600kg/cm^2 yang dikompositkan terhadap lantai beton bertulang dengan mutu 300

kg/cm^2. Bentuk gelagar adalah U beam dengan bentang variatif.

Gambar 2.1. Potongan melintang balok U girder ditengah bentang

Balok girder dengan bentang lebar menuntut perencanaan teknologi tinggi.

Penggunaan beton bertulang biasa akan menjadikan perencanaan sangat boros dan

tidak ekonomis, dimensi balok girder akan sangat besar. Penggunaan beton

prategang dengan balok precast dianggap mampu memenuhi syarat setelah dilakukan

perhitungan terlebih dahulu.


Ada dua metode dan cara pelaksanaan stressing, yaitu metode satu arah (non

balas) dan dua arah (balas) dan cara pre tension dan post-tension. Pada Proyek FO

Amplas digunakan metode perhitungan dan pelaksanaan VSL dengan alat standart

VSL yang telah di-patenkan. VSL merupakan singkatan dari Voorspan System

Loesinger yang diciptakan oleh Loesinger pada tahun 1917 di Bern, Swiss dan

dipatenkan pada tahun 1954.

Girder beton prategang haruslah menggunakan bahan bermutu tunggi agar

mampu menerima gaya prategang dan gaya eksternal yang besar yang akan berkerja

pada girder. Pada girder FO Amplas tahapan pekerjaan yang harus diselesaikan

hingga mencapai pekerjaan pengangkatan girder (erection) adalah sebagai berikut:

1. Perhitungan prategang girder

2. Pelaksanaan stressing girder dan grouting

3. Erection girder

Untuk tahapan pekerjaan (1) dan (2) dilaksanakan dengan metode VSL,

sedangkan pada tahapan (3) menggunkanan portal hoise yang metodenya

dikembangkan sendiri oleh PT. Wijaya Karya, Tbk.

2.2. Precast Concrete U Girder

Pada proyek pembangunan jembatan Flyover Amplas digunakan girder dengan

bentuk U. Bentuk ini setelah melalui tahap perencanaan dianggap mampu menerima

beban struktur dan dianggap lebih ekonomis.


Balok girder yang merupakan beton precast dibuat oleh PT. Wijaya karya

beton. Beton dicetak dengan mengikuti spesifikasi beton pracetak sesuai spesifikasi

umum proyek. PT. Wijaya Karya Beton mendapat perhitungan dasar yang dibuat

oleh PT.VSL untuk pembuatan balok girder. Berikut merupakan langkah-langkah

prosedur fabrikasi precast concrete U girder:

Tahapan Pekerjaan Fabrikasi :

1. Pemasangan tulangan memanjang dan melintang girder.

2. Menentukan ordinat tendon prestress sesuai gambar kerja. Ordinat diukur dari

bottom rebar girder ke as tendon (Y1) atau bagian bawah tendon (Y2). Titik

ordinat tersebut ditandai (marking) dengan menggunakan cat , spidol atau

sejenisnya.

Gambar2.2. Penentuan koordinat titik duct tendon

3. Memasang Support bar dengan cara mengikat support bar ke tulangan

geser/sengkang berdasarkan posisi yang telah di marking.

4. Menyambung duct sesuai dengan Tipe dan panjang tendon yang

direncanakan dengan menggunakan coupler duct dan masking tape / clotch

tape.

5. Memasukkan duct kedalam tulangan balok, kemudian duct diikat ke suport

bar dengan menggunakan kawat ikat.


6. Memasukkan duct kedalam tulangan girder, kemudian duct diikat ke support

bar dengan menggunakan kawat ikat.

Gambar 2.3. Instalasi duct

7. Memasang Casting pada posisi angkur hidup, sebelumnya casting dipasang

terlebih dahulu pada box casting yang terbuat dari multiplek.

8. Memasang bursting steel pada posisi angkur hidup dan angkur mati. Bursting

steel merupakan tambahan penulangan yang berfungsi sebagai penahan gaya

radial untuk mencegah terjadinya retak / pecah pada saat stressing.

9. Menyambung duct ke casting dengan menggunakan masking tape/ clotch

tape. Masking tape berfungsi untuk mencegah masuknya air semen kedalam

duct.

10. Memasang PE grout untuk lubang inlet/outlet saat grouting.

11. Inspeksi bersama kontraktor dan konsultan untuk memeriksa ordinat tendon

prestress dan kelengkapan aksesorisnya.


Gambar 2.4. Girder siap untuk dicor

12. Pemasangan formwork girder

13. Pengecoran.

Gambar 2.5. Girder yang telah dicor dan akan dipindahkan

Balok girder yang telah cukup umur kemudian dibawa menuju lokasi

penggunaan girder yaitu dilokasi proyek. Girder dipindahkan dengan menggunakan


truk container dan setibanya dilokasi proyek girder tersebut diturunkan dengan

menggunakan gentri angkat.

Gambar 2.6. Penurunan PCU girder dari truk container

Balok girder yang berbentuk U memiliki keistimewaan yang terletak pada

susunan tendonnya yang berpasang-pasangan. Susunan ini mengharuskan penarikan

kabel strand pada girder harus menggunakan dua dongkrak sekaligus.

2.3. Perhitungan Prategang Girder

Pada langkah perhitungan besar gaya dongkrak (jacking force) ada beberapa

hal yang harus dipertimbangkan. Adapun hal-hal tersebut adalah:

2.3.1. Disain Material

(1). Beton

Beton yang digunakan untuk konstruksi beton prategang memiliki komposisi

standart yaitu semen, air, agregat dan jika perlu ditambahkan admixture. Besar

perbandingan antar ketiga bahan tersebut tergantung mutu beton yang akan dicapai.

Beton untuk beton prategang biasanya merupakan beton bermutu tinggi. Menurut


ACI, beton yang boleh mengalami prategang adalah beton yang telah berumur 28

hari dengan kuat tekan beton telah mencapai 30 sampai 40 MPA.

Dalam segala hal, beton dengan kuat tekan (benda uji silinder) yang kurang dari 20

MPa tidak dibenarkan untuk digunakan dalam pekerjaan struktur beton untuk

jembatan, kecuali untuk pembetonan yang tidak dituntut persyaratan kekuatan.

Dalam hal komponen struktur beton prategang, sehubungan dengan pengaruh

gaya prategang pada tegangan dan regangan beton, baik dalam jangka waktu

pendek maupun jangka panjang, maka kuat tekan beton disyaratkan untuk tidak lebih

rendah dari 30 MPa.

Besaran mekanis beton yang telah mengeras dapat dibedakan dalam dua

kategori, besaran sesaat atau jangka pendek dan besaran jangka panjang. Besaran

jangka pendek yaitu kuat tekan, tarik, geser, dan kuat yang diukur dengan modulus

elastisitas. Sedang besaran jangka panjang yaitu rangkak dan susut beton.

a. Kuat tekan

Kuat tekan beton tergantung dari jenis campuran, besaran agregat, waktu dan

kualitas perawatan. Beton dengan kekuatan tinggi jelas jauh lebih menguntungkan.

Kuat tekan beton f`c didasarkan pada pengujian benda uji slinder standart 6in. x 12in.

yang diolah pada kondisi laboratorium standart dan diuji pada laju pembebanan

tertentu selama 28 hari. Spesifikasi standart yang digunakan di Indonesia adalah dari

SNI.

Penggunaan bentuk benda uji beton untuk pengetesan kuat tekan memiliki

perbedaan. Benda uji berupa kubus dengan rusuk 150 mm digunakan di Eropa, dan

selinder dengan diameter 150 mm tinggi 300mm digunakan di Amerika dan


Australia. Kuat tekan yang diperoleh dari benda uji kubus akan lebih besar dari

benda uji selinder, dan rasio antara keduanya (R) diberikan pada persamaan berikut

(Bridge Management System):

+=

CR bkσ

log*2.076.0 (2.1)

dengan :

bkσ = Tegangan pada benda uji kubus

c = 150

Maka besarnya f`c

f`c = R * cuσ (2.2)

Nilai f`c desain tidak sama dengan kuat tekan silinder rata-rata, namun kuat

tekan silinder yang dipandang minimum

Gambar 2.7 . Penegangan post-tension [Gilbert,1990]

Ketentuan beton untuk post-tension terlihat pada (Gambar 2.7). Sebagian besar

komponen struktur beton prategang dibebani oleh tegangan yang tinggi. Jika kita

tinjau beton prategang diatas dua perletakan (seperti pada gambar) maka terlihat


serat-serat atas tertekan kuat akibat beban eksternal yang besar, serat bawah tertekan

pula saat peralihan gaya prategang. Selain itu sementara bagian tengah bentang

menahan momen lentur yang terbesar, bagian tepi/ujung menahan dan

mendistribusikan gaya prategang. Sehingga pada komponen beton prategang lebih

diutamakan keseragaman kekuatan beton.

Untuk menentukan kekuatan beton pada t waktu pada umur beton 28 hari

dengan menggunakan persamaan

)28(`` cft

tcfβα +

= (2.3)

dengan:

f`c(t) = kekuatan beton umur t hari

f`c(28) = kekuatan beton usia 28 hari

Dan nilai βα & pada tabel berikut

Kondisi α β

Normal Portland cement

Beton moist cured 4.0 0.85

Beton steam cured 1.0 0.95

High early cement

Beton moist cured 2.3 0.92

Beton steam cured 0.7 0.98

Tabel 2.1 . Nilai βα & [Gilbert,1990]

b. Kuat tarik


Kuat tarik beton relative sangat kecil. Pendekatan yang baik untuk kuat tarik

beton fct adalah 0.10f`c<fct<0.20f`c. Kuat tarik lebih sulit diukur daripada kuat tekan

karena adanya masalah pada penhepitan pada mesin tarik.

Untuk komponen struktur yang mengalami lentur, nilai modulus reptur fr

(bukan kuat belah tarik f`t) digunakan dalam desain. Modulus reptur diukur dengan

cara menguji balok beton polos berpenampang bujursangkar 6 in. hingga gagal

dengan bentang 18 in. dan dibebani dititik-titik sepertiga bentang (ASTM C-78).

Besarnya modulus reptur lebih besar disbanding kuat tarik belah beton. Dari

Pedoman Beton 1988, Chapter 3 besar modulus reptur adalah:

Fr = 0.6 fc`* (2.4)

Kekuatan tarik langsung (direct tensile strength) pada beton menurut peraturan

ACI 318-83 adalah

f`df = 0.4 cf ` (2.5)

Dengan :

f`td = kekuatan tarik langsung

Dan dapat menjadi nol jika terjadi retak pada beton. Modulus keruntuhan

(modulus of rupture) beton lebih tinggi dari kekuatan tarik beton yang menurut

peraturan ACI 318-83 (pada berat beton normal) adalah:

f`tf = 0.62 cf ` (2.6)

dengan :

f`tf = modulus keruntuhan (kekuatan tarik flexural)

c. Kuat geser


Kuat geser lebih sulit ditentukan dengan cara eksperimental dibandingkan

dengan pengujian-pengujian lainnya dikarenakan sulitnya untuk mengisolasi

tegangan geser dari tegangan lainnya. Hal ini mengakibatkan perbedaan hasil

besarnya kuat geser beton yang dilaporkan diberbagai studi literature, mulai dari

20% hingga 85% dari kuat tekan pada kasus-kasus dimana geser langsung terjadi

bersamaan dengan tekan. Kontrol desain structural jarang didasarkan pada kuat

geser karena besarnya kuat geser itu sendiri dibatasi secara kontiniu pada nilai yang

lebih kecil untuk mencegah beton mengalami tarik diagonal.

Untuk keperluan analisa, Gambar 2.8 dan Gambar 2.9 merupakan grafik

tegangan-regangan beton berbagai variasi kuat tekan beton. Dari grafik dapat

disimpulkan:

1. Semakin rendah kekuatan beton, semakin tinggi regangan gagalnya

2. Panjang bagian yang semula linier akan bertambah untuk kuat tekan beton

yang semakin besar.

3. Ada reduksi yang sangat nyata pada daktalitas untuk kekuatan yang

meningkat.


Gambar 2.8. Kurva tegangan-regangan tipikal untuk beton [Nawy,2001]

Gambar2.9. Kurva tegangan-regangan berbagai variasi kekuatan tekan beton

[Nawy,2001]

d. Modulus elastisitas beton (Ec)

Kurva tegangan-regangan pada Gambar 2.10 berbentuk linier pada tahapan

pembebanan awal, maka modulus elastis young hanya dapat diterapkan pada tangent

kurva dititik asal. Kemiringan awal dari tangent dikurva didefenisikan sebagai

modulus tangent awal. Kemiringan garis lurus yang menghubungkan titik asal

dengan tegangan tertentu (sekitar 0.4 f`c) merupakan modulus elastis sekan beton,

yang nilainya merupakan nilai modulus elastisitas yang digunakan dalam disain.

Memenuhi asumsi praktis bahwa regangan yang terjadi selama pembebanan pada


dasarnya dapat dianggap elastis, dan bahwa regangan selanjutnya akibat beban

disebut rangkak.

Gambar 2.10. Modulus tangent dan modulus sekan pada beton [Nawy,2001]

Modulus elastisitas beton, Ec , nilainya tergantung pada mutu beton, yang

terutama dipengaruhi oleh material dan proporsi campuran beton. Namun untuk

analisis perencanaan struktur beton yang menggunakan beton normal dengan kuat

tekan yang tidak melampaui 60 MPa, atau beton ringan dengan berat jenis yang tidak

kurang dari 2000 kg/m3 dan kuat tekan

Yang tidak melampaui 40 MPa, nilai Ec bisa diambil sebagai:

Ec = w1.5*0.043 bk* σ (2.7)

Dalam kenyataan nilainya dapat bervariasi ± 20%. wc menyatakan berat jenis

beton dalam satuan kg/m3, fc’ menyatakan kuat tekan beton dalam satuan MPa, dan

Ec dinyatakan dalam satuan MPa. Untuk beton normal dengan massa jenis sekitar

2400 kg/m3, Ec boleh diambil sebesar 4700√fc’, dinyatakan dalam MPa .


e. Rangkak

Rangkak atau aliran material lateral adalah peningkatan regangan terhadap

waktu akibat beban yang terus menerus berkerja. Deformasi awal akibat beban

adalah regangan elastis, sementara regangan tambahan akibat beban yang sama yang

terus berkerja adalah regangan rangkak.. Asumsi ini karena deformasi awal yang

tercatat hanya berupa sedikit efek yang bergantung pada waktu. Pada Gambar.

terlihat bahwa laju rangkak berkurang seiring bertambah waktu. Rangkak tidak dapat

diamati secara langsung, namun dapat ditentukan dengan mengurangkan regangan

elastis dengan regangan susut dari deformasi total. Meskipun rangkak dan susut

merupakan fenomena yang tidak independent, dapat diasumsikan bahwa superposisi

tegangan berlaku, sehingga

Regangan total )( tε = Regangan elastis )( eε + rangkak )( cε + susut )( shε (2.8)

Gambar 2.11. Kurva regangan-waktu [Nawy,2001]

Rangkak sangat berkaitan dengan susut, dan sebagai aturan umum bahwa beton

yang menahan susut juga cenderung sedikit mengalami rangkak, karena keduanya

berkaitan dengan pasta semen yang terhidrasi. Dengan demikian rangkak


dipengaruhi oleh komposisi beton, kondisi lingkungan dan benda uji, namun secara

prinsip rangkak bergantung pada pembebanan sebagai fungsi waktu.

Rangkak mengakibatkan meningkatnya defleksi balok dan slab, dan

mengakibatkan hilangnya gaya prategang. Untuk jangka waktu yang lebih lama lagi

rangkak dapat mengakibatkan meningkatnya tegangan pada beton yang

mengakibatkan kegagalan pada beton.

f. Susut

Pada dasrnya ada dua jenis susut, susut plastis dan susut pengeringan. Susut

plastis terjadi selama beberapa jam pertama sesudah pengecoran beton segar

dicetakan. Permukaan yang diekspose seperti plat lantai akan lebih dipengeruhi oleh

udara kering karena besarnya permukaan udara kontak.. Susut pengeringan terjadi

sesudah beton mongering dan sebagian besar proses hidrasi kimiawi dipasta semen

telah terjadi.

Susut pengeringan adalah berkurangnya volume elemen apabila terjadi

kehilangan kandungan air akibat penguapan . Penyusutan merupakan fenomena yang

sedikit berbeda dengan rangkak. Jika pada rangkak beton dapat kembali seperti

semula jika beban dilepas, susut pada beton tidak akan membuat beton kembali ke

volume awal jika beton tersebut direndam. Pada Gambar 2.12 dapat terlihat laju

susut terhadap waktu. Dapat terlihat beton dengan umur yang lebih tua mengalami

susut yang lebih kecil karena beton dengan usia lebih tua akan lebih tahan terhadap

tegangan dan ini berarti beton mengalami lebih sedikit susut.


Gambar 2.12. Kurva susut-waktu [Nawy,2001]

Faktor-faktor yang mempengaruhi susut pengeringan:

- Agregat. Agregat beraksi menahan susut pada semen. Jadi beton dengan kandungan

agregat lebih banyak akan lebih tahan terhadap susut

- Rasio air/semen. Semakin tinggi rasio air/semen, semakin besar pula efek susut.

- Ukuran elemen beton. Semakin besar elemen beton, maka semakin kecil susutnya

- Kondisi kelembaban disekitar. Pada daerah dengan kelembaban yang tinggi laju

susut akan lebih kecil

- Banyaknya penulangan. Beton bertulang akan lebih sedikit mengalami susut

disbanding dengan beton polos.

- Bahan additive. Penambahan bahan yang bersifat untuk mempercepat pengerasan

beton akan mengakibatkan beton banyak mengalami susut.

- Jenis semen. Semen jenis cepat kering akan mengakibatkan beton banyak

mengalami susut.

- Karbonansi. Susut karbonansi diakibatkan oleh reaksi antara karbondioksida (CO2)

yang ada di atmosfer dan yang ada di pasta semen. Banyaknya susut gabungan

bergantung pada urutan proses karbonasi dan pengeringan. Jika keduanya terjadi

secara simultan, maka susut yang terjadi akan lebih sedikit.


(2). Baja

a. Baja prategang

Baja pada konstruksi beton prategang merupakan penyebab terjadinya

pemendekan pada beton dikarenakan pengaruh rangkak dan susut. Kehilangan gaya

prategang pada baja sesaat setelah penegangan pada baja akibat gesekan disepanjang

tendon atau saat pengangkuran ujung (draw-in) akan mempengaruhi gaya prategang

pada beton dengan angka yang cukup signifikan.

Untuk tujuan ke-efektif-an desain, total kehilangan gaya prategang harus relatif

kecil dibandingkan gaya prategang yang berkerja. Kondisi ini dipengaruhi oleh jenis

baja prategang yang digunakan dalam konstruksi. Pada proyek FO Amplas baja yang

digunakan adalah baja strand sebagai tulangan prategang dan baja tulangan biasa

sebagai tulangan geser.

Baja yang digunakan sebagai tulangan prategang merupakan jenis uncoated

stress relieve seven wire strand low relaxation. Baja strand merupakan jenis yang

paling banyak digunakan untuk penegangan post-tension. Strand yang digunakan

pada proyek ini sesuai spesifikasi ASTM A416. Baja strand difabrikasi dengan

memuntir beberapa kawat secara bersamaan. Seven wire strand terdiri dari 7 (tujuh)

untaian kawat, dengan posisi kawat 1 (satu) untai ditengah dan 6 (enam) sisanya

mengelilingi satu kawat pusat. Strand low relaxation digunakan untuk mencapai

konstruksi yang efisien.


Gambar 2.13. Strand prategang 7 kawat (a). standart dan (b). yang dipadatkan

Kawat-kawat stress-relived adalah kawat tunggal yang ditarik dingin yang

sesuai dengan standart ASTM A421; strss-relived strand mengikuti standart ASTM

A 416. Strand terbuat dari tuju buah kawat dengan memuntir enam diantaranya pada

pitch sebesar 12 sampai 16 kali diameter disekeliling kawat lurus yang sedikit lebih

besar. Pelepasan tegangan dilakukan setelah kawat-kawat dijalin menjadi strand.

Besar geometris kawat dan strand sebagaimana disyaratkan ASTM masing-masing

tercantum dalam Tabel 2.2 dan Tabel 2.3

Tabel 2.2. Kawat-kawat untuk beton prategang [Nawy,2001]


Tabel 2.3. Strand standart tujuh kawat untuk beton prategang [Nawy,2001]

Pada proyek ini digunakan baja strand dengan spesifikasi PC strand ASTM

A416 / A416M – 1998 Grd 270 Low Relaxation, merek : Kingdom

ΓΡΑ∆Ε ΝΟΜΙΝΑΛ ∆ΙΑΜΕΤΕΡ

(µµ)

ΤΟΛΕΡΑΝΧΕ

(µµ)

ΝΟΜΙΝΑΛ ΑΡΕΑ ΟΦ ΣΕΧΤΙ

ΟΝ (µµ)

ΝΟΜΙΝΑΛ ΩΕΙΓΗ

Τ Κγ/1000µ

ΜΙΝΙΜΥΜ

ΒΡΕΑΚΙΝΓ

ΛΟΑ∆ νοτ λεσσ τηααν (ΚΝ)

ΜΙΝΙΜΥΜ ΨΙΕΛ∆

ΛΟΑ∆ ατ 1% εξτεν

σιον (ΚΝ)

ΕΛΟΝΓΑΤΙΟΝ

Νοτ λεσσ τηαν (%)

ΡΕΛΑΞΑΤΙΟΝ

ςΑΛΥΕ 1000 ηρσ νοτ γρεατερ τηα

ν (%)

ΧΗΕΜΙΧΑΛ ΧΟΜΠΟΣΙΤΙ

ΟΝ

250

9.53

± 0.41

51.61 405 89.0 80.1

3.5

2.5

Χ:0.77−0.85 Σι: 0.15−0.30 Μν:).60−0.90

11.11 69.68 548 120.1 108.1 12.70 92.90 730 160.1 144.1 15.24 139.35 1094 240.2 216.2

9.53 54.84 432 102.3 92.1


270

11.11 +0.66 −0.15

74.19 582 137.9 124.1 3.5

3.5

Π:0.025Μαξ Σ:0.025Μαξ 12.70 98.71 775 183.7 165.3

15.24 140.00 1102 260.7 234.6

Tabel 2.4. Spesifikasi kabel strand [Booklet Proyek FOA]

Gambar 2.14. PC Strand ASTM A416/A416M-1998

b. Relaksasi baja

Jika baja prategang ditarik hingga mencapai perpanjangan yang constant dan

dijaga tetap pada selang waktu tertentu maka akan terlihat gaya prategang pada baja

tersebut akan berkurang secara perlahan, besarnya kehilangan tergantung waktu dan

suhu. Kehilangan gaya prategang seperti ini disebut dengan relaksasi baja (R).

Menurut besar nilai relaksasinya, baja prategang terbagi dua jenis yaitu baja

prategang relaksasi normal dan baja prategang relaksasi rendah. Untuk pemakaian

jangka panjang, baja prategang relaksasi rendah lebih sering dipergunakan karena

lebih menguntungkan. Percobaan untuk mengetahui besarnya nilai relaksasi baja

dilakukan dalam waktu 1000 jam pada tegangan konstan pada suhu 20 derajat

Celcius. Tegangan awal bervariasi antara 60-80% dari tegangan tarik ultimate dan

dengan ppi f7.0=σ . Maka hasil percobaan dinyatakan sebagai R1000. Untuk baja

Australia nilai R1000 diberikan pada tabel berikut:

Type of Steel R1000 (%) Low Relaxation R1000 (%) Normal Relaxation


Stress –relieved wire 2.0 6.5 Stress-relieved strand 2.5 7.0 Alloy steel bars 2.5 7.0

Tabel 2.5. Relaksasi dasar R1000 untuk Australian steel (AS 3600-1988) [Gilbert,1990]

Maka besarnya relaksasi baja (%) setelah waktu t dapat dihitung dengan

menggunakan persamaan berikut

( )[ ]176.0100021 38.5log tRkkR = (2.9)

dengan:

k1 = tergantung tegangan awal pada tendon (Gambar 2.15)

k2 = tergantung temperature rata-rata, dapat digunakan T/20 nilainya tidk lebih dari

1.0.

Gambar 2.15. Koefisien relaksasi k1 (AS 3600-1988) [Gilbert,1990]

Relaksasi jangka panjang pada baja prategang diajukan oleh CEB-FIP (1987)

adalah pada (Tabel 2.6)

σpi/fp 0.6 0.7 0.8 Normal relaxation steel 6 12 25 Low relaxation steel 3 6 10

Tabel 2.6. Relaksasi jangka panjang R~ (%) [Gilbert,1990]

2.3.2. Analisa Penampang

(1). Tampang U balok girder (Precast)


Tampang U balok girder terdiri dari 2 bangun sederhana trapezium dan persegi

panjang. Sehingga dalam penentuan rumus untuk analisa tampang dapat digunakan

rumus-rumus yang sederhana.

a. Luas

Luas bangun dapat dihitung dengan menggunakan rumus luas trapezium:

Luas (Area) = ½ (sisi atas + sisi bawah) x tinggi (2.10)

b. Jarak titik berat

Jarak titik berat yang dihitung dari arah Y dari bagian bawah tampang menurut

bentuk trapezium dapat dihitung dengan menggunakan persamaan:

Jarak titik berat arah Y (Yb) = ( )( )ba

bah++

32 (2.11)

c. Inersia Ix

Inersia bangun arah x, Ix untuk bangun seperti tampang haruslah dijumlahkan

dengan inersia tambahan. Inersia awal dapat dihitung sesuai persamaan inersia untuk

bangun trapezium, lalu dijumlahkan dengan inersia tambahannya.

Inersia (Io) = ( )( )ba

babah+

++36

4 223

(2.12)

Inersia arah x (Ix) = Io + (Luas * d^2) (2.13)

d. Modulus section (W)

Besarnya modulus tampang dapat dihitung dengan membagikan Inersia arah x

(Ix) dengan jarak titik berat keseluruhan, atau secara matematis dapat dituliskan:


Wa = Ix / Ya (2.14)

Wb = Ix /Yb (2.15)

(2). Tampang Komposit

Untuk nilai-nilai pada analisa tampang komposit besarnya dapat dihitung

dengan menjumlahkan komponen precast dengan slab-nya.

2.3.3. Desain Pembebanan

Beban-beban yang berkerja pada desain struktur girder pada proyek Flyover

Amplas adalah:

- Beban mati tetap

- Beban mati tambahan

- Beban hidup

a. Beban mati tetap dan beban mati tambahan (Dead load)

Yang termasuk dalam beban mati adalah berat sendiri beton girder, slab lantai,

aspal dan diaphragma. Besarnya beban tergantung pada berat jenis komponen-

komponen tersebut.

b. Beban hidup (Live load)

Yang termasuk dalam beban hidup (live load) adalah beban dinamik izin

(DLA), Knife edge load (KEL), distribution load,dan live load. Dari Bridge

Management System (BMS) Volume 1, Chapter 2.3.2- Traffic Loads ditentukan:

- Dinamik Load Allowance (DLA) (2.16)

Untuk bentang <= 50 m, besar DLA = 1+0.4 = 1.4


Untuk 50 < bentang < 90 m, besar DLA = 1+(0.0025*bentang+0.175)

Untuk bentang >= 90 m, besar DLA = 1+0.3 = 1.3

- Knife Edge Load (KEL) (2.17)

Dari peraturan ini ditetapkan nilainya 4.40 ton/m`

- Distribution Factor (DF) (2.18)

Dari peraturan ini ditetapkan nilainya 1.00

- Distribution load (2.19)

Untuk bentang <= 30 m, q = 0.8 t/m^2

Untuk bentang > 30 m, q = 0.8 * (0.5 + 15/bentang) t/m^2

- Live load

Distribution load

q` = DF * DF * q * s (2.20)

Line load

p` = DF * DLA * KEL * s (2.21)

dengan

s = lebar slab komposit

c. Perhitungan momen ditengah bentang

Momen ditengah bentang dihitung sesuai dengan persamaan untuk mengetahi

momen tengah bentang pada balok diatas dua perletakan.

M = l/L * q * l/2 (2.22)

Dengan:

M = momen mid span


l = jarak dari pinggir bentang ke titik perhitungan

L = Lebar bentang

d. Perhitungan momen ultimate

Berdasarkan peraturan ridge Management System (BMS) Volume 1- page 2.6,

besarnya momen ultimate total dapat dihitung dengan persamaan (2.23):

Ultimate total = 1.2*beam + 1.3*slab + 2*asphalt + 1.2*diaphragm + 2*live load

Perhitungan menurut ACI 318-83 (1983), pendesainan beban menggunakan

kekuatan batas. Perencanaan kekuatan pada potongan melintang yang menjadi hasil

dari kekuatan batas (kekuatan ultimate Ru ), dan factor reduksi kekuatan (φ ). Faktor

reduksi kekuatan merupakan factor keamanan sebagai variable pengontrol kekuatan

bahan, posisi baja, dimensi beton, kesalahan pada prosedur perencanaan maupun ke-

daktail-an bahan tersebut.

φ Ru ≥ R*

Dengan:

Ru = Beban ultimate

R* = Beban terfaktor rencana

Jenis Aksi (φ )

(a) Flexure (dengan atau tanpa tegangan aksial) dan tegangan aksial 0.9

(b) Kompresi aksial dan kompresi aksial dengan flexure

- Tulangan spiral

- Tulangan biasa

0.75

0.70


Untuk kompresi aksial kecil, (φ ) dapat membesar secara linier dari nilai (b), dan

untuk kompresi aksial mendekati 0 pdigunakan (a)

(c) Geser dan torsi 0.85

(d) Bearing pada beton 0.7

Tabel 2.7. Faktor reduksi kekuatan φ (ACI 318-83) [Gilbert,1990]

2.3.4. Tegangan-Tegangan Izin Maksimum di Beton

Menurut AASHTO 1992, Chapter 9.15.2.1-Design, besarnya tegangan-tegangan izin

maksimum di beton adalah mengikuti:

- Tegangan beton sebelum kehilangan rangkak dan susut

Tekan

- Komponen struktur pratarik = 0.6 f`ci (2.24)

- Komponen struktur pasca tarik = 0.55 f`ci (2.25)

Tarik

- Daerah tarik yang semula tertekan ………tidak ada tegangan sementara

- Daerah tanpa penulangan lekatan = cif `*8.0 (2.26)

- Tegangan beton pada kondisi beban kerja

Tekan = 0.40 f`c (2.27)

Tarik pada daerah yang semula tertekan

- Komponen struktur dengan penulangan lekatan = cf `*59.1 (2.28)

- Komponen struktur tanpa penulangan lekatan = 0

- Tegangan tekan beton saat transfer

Besarnya f`ci dapat ditentukan dengan persamaan:

f`ci = 80%*f`c (2.29)


2.3.5. Sistem Prategang

Sistem prategang yang digunakan pada girder FO Amplas adalah sistem

perimbangan beban (balancing). Konsep ini terutama menggunakan prategang

sebagai usaha untuk membuat seimbang gaya-gaya pada sebuah gelagar. Pada

keseluruhan desain struktur beton prategang, pengaruh beton prategang dipandang

sebagai keseimbangan berat sendiri sehingga balok girder yang mengalami lenturan

tidak akan mengalami tegangan lentur pada kondisi terbebani.

Girder didesain dengan sistem prategang penuh yang berarti komponen struktur

didesain pada beban kerja tidak terjadi tegangan tarik. Namun dalam pelaksanaannya

tergantung besar beban yang akan berkerja.

2.3.6. Sistem Penegangan Tendon

Sistem penegangan tendon pada proyek FO Amplas ini adalah sistem post-

tension (pasca tarik) mekanik dengan bantuan dongkrak. Sistem pasca tarik adalah

suatu sistem prategang kabel tendon dimana kabel ditarik setelah beton mengeras.

Jadi sistem prategang hampir selalu dikerjakan pada beton yang telah mengeras, dan

tendon-tendon diangkurkan pada beton tersebut segera setelah gaya prategang

dilakukan.

Pada sistem post-tension mekanis, dongrak digunakan untuk mearik baja strand

dengan reaksi yang berkerja melawan beton yang telah mengeras. Penggunaan

dongkrak hidrolik bertujuan untuk kemudahan pengoperasian alat dan dengan

kapasitas alat yang besar. Pada proyek FO Amplas sistem ini diberikan pada girder

beton precast segmental.


Pada sistem post-tension di proyek ini, untuk mengalihkan gaya prategang ke

beton diperlukan bantuan alat mekanis yaitu angkur ujung (struktur dengan

pengangkuran ujung). Komponen stuktur post-tension menyelubungi tendon-nya

dengan cara peng-grouting-an selongsong. Grouting adalah proses peng-injeksi-an

air semen dan pasir halus yang dilakukan setelah selesai proses stressing. Rekatan

pada tendon sistem penegangan post-tension dicapai dengan pelaksanaan grouting.

2.3.7. Besar Gaya Prategang

a. Jacking force

Gaya prategang yang diberikan pada kabel strand merupakan gaya prategang

initial (jacking force) yang besarnya belum dikurangi oleh besar kehilangan gaya

prategang akibat kehilangan jangka pendek dan jangka panjang.

Dalam perhitungan, besarnya gaya prategang initial (jacking force) adalah

Po = 72% Ultimate Tensile Strength (2.30)

b. Saat awal ditengah bentang

Tegangan dibagian atas

σ top = Pi/Acp – Pi.e/Wa + Mbs/Wa (2.31)

Tegangan dibagian bawah

σ bottom = Pi/Acp – Pi.e/Wb + Mbs/Wb (2.32)

c. Saat servis ditengah bentang

Tegangan dibagian atas


σ top = Pe/Acp – (Pe.e-Mbp)/Wap + Mbp/Wac (2.33)

Tegangan dibagian bawah

σ bottom = Pe/Acp – (Pe.e-Mbp)/Wbp + Mbh/Wbc (2.34)

Dengan :

Pi = Initial prestress force

Wa = Modulus section bagian atas balok precast

Mbs = Momen akibat berat sendiri

e = eksentrisitas

Wb = Modulus section bagian bawah balok precast

Pe = Gaya pratengang efektif

Wac = Modulus section bagian atas balok komposit

Mbp = Momen akibat berat beton (Precast beam + slab + Diaph)

Mbc = Modulus section bagian bawah balok komposit

Wap = Modulus section bagian atas balok precast

Wbp = Modulus section bagian bawah balok precast

Mbp = Momen akibat beban tambahan (aspal + Live load)

2.3.8. Kehilangan Gaya Prategang

Kehilangan gaya prategang adalah hal yang pasti terjadi pada konstruksi beton

prategang. Kehilangan yang terjadi terbagi dalam 2 (dua) tahapan yaitu saat gaya

prategang diberikan pada beton (saat transfer) yang disebut dengan kehilangan


seketika (Pj), dan kehilangan yang dipengaruhi oleh waktu (kehilangan jangka

panjang).

Kehilangan seketika = Pj – Pi

dengan Pi = kehilangan gaya prategang sesaat setelah transfer

Kehilangan jangka panjang = Pj - Pe

dengan Pe = Total kehilangan gaya prategang pada tendon

Kehilangan gaya prategang seketika dikarenakan hal:

a. Pemendekan elastis pada beton sesaat setelah transfer

b. Gesekan pada selongsong tendon

c. Slip anchorage

Sedang kehilangan jangka panjang dapat dikarenakan banyak hal, namun yang

paling memberikan pengaruh besar adalah:

a. Pengaruh rangkak pada baja

b. Pengaruh susut pada baja

c. Relaksasi pada baja

(1). Kehilangan jangka pendek

a. Pemendekan elastis pada beton (ES)

Pada sistim penarikan post-tension dengan jumlah kabel banyak, pemendekan

elastis pada beton terjadi pada saat proses tendon diangkur-kan. Pemendekan elastis

dengan nilai maximum pada tendon yang pertama kali stressing, dan nilai minimum

pada tendon yang terakhir kali stressing. Besarnya pemendekan elastis pada beton

dapat dihitung dengan menggunakan persamaan dari ACI 318-95, Chapt.18.6 berikut

ES = (Kes*Es*fcir/Ec)*As (2.35)


b. Gesekan di sepanjang tendon (W)

Pada sistim penarikan post-tension, gesekan antara tendon dengan

selongsongnya tentu tidak dapat dihindarkan. Gesekan yang terjadi akan mengurangi

besar gaya prategang yang diterima tendon. Besar kehilangan gaya prategang akibat

hal ini menurut AASHTO 1992, Chapt.9.16.1 dapat dihitung dengan menggunakan

persamaan:

Px = Po * ( )xke *+− αµ (2.36)

Dengan:

Px = Gaya pada tendon ditiap titik x

Po = Gaya pada tendon di ujung dongkrak (jacking force)

µ = Koefisien gesekan

tα = Pengubah dari sudut kabel dari gaya ke jarak x

pβ = Deviasi angular wobble terhadap variasi selongsong tendon

Adapun nilai µ dan pβ adalah:

Jenis Selongsong Tendon (Ducts) µ

For strand in bright and zinc coated metal ducts

For greased and wrapped wire or strand

For strand in an unlined concrete ducts

0.20

0.15

0.50

Tabel 2.8. Nilai µ dengan variasi jenis ducts [Ned,1993]

Selongsong Tendon (Ducts) pβ

mm50≤

mmand 9050 ≤>

024.0016.0 ≤≤ pβ


mmand 14090 ≤>

For flat metal ducts

For greased and wrapped bars

016.0012.0 ≤≤ pβ

012.0008.0 ≤≤ pβ

024.0016.0 ≤≤ pβ

008.0=pβ

Tabel 2.9. Nilai pβ dengan variasi ukuran ducts [Ned,1993]

c. Slip anchorage (A)

Slip atau draw-in pada tendon terjadi setelah proses stressing dilakukan dan

tendon akan diangkur-kan ke beton. Besar-nya slip tergantung pada jenis angkur.

Untuk jenis angkur wedge yang biasa digunakan pada baja strand, besar slip

( )∆ sekitar 6 mm. Nilai ( )∆ juga dipengaruhi oleh jarak spasi pada angkur

Kehilangan gaya prategang pada bagian ini hampir mirip dengan kehilangan

akibat gesekan, bedanya hanya pada nilai µ dan pβ yang bernilai sama sehingga

besar ( )∆ dapat dihitung dengan menggunakan persamaan (2.15). Dari persamaan

tersebut dapat digambarkan grafik hubungan antara gaya prategang dengan jarak dari

angkur seperti pada (Gambar 2.13)

Gambar 2.16. Variasi gaya prategang terhadap draw-in pada angkur [Gilbert,1990]

Untuk mengitung besar kehilangan slip angkur pada yang terjadi di-x m, maka

digunakan persamaan


x = )/(** mEsAsd (2.37)

Dengan :

d = draw in

As = Luasan penampang baja prategang

Es = Elastisitas baja strand

m = (Po-P)/L (2.38)

Dengan :

Po = Gaya prategang awal

P = Gaya prategang sisa (akibat gesekan) x = L

L = Panjang bentang

(2). Kehilangan jangka panjang

a. Rangkak pada baja (CR)

Penelitian yang telah dilakukan dan diinformasikan melalui banyak literature

mengindikasikan bahwa aliran pada material terjadi disepanjang waktu apabila ada

beban atau tegangan. Deformasi atau aliran lateral akibat tegangan longitudinal

disebut rangkak. Kehilangan rangkak terjadi hanya pada struktur yang dibebani

secara terus menerus. Besarnya nilai kehilangan gaya prategang yang terjadi akibat

rangkak dapat dihitung melali persamaan (ACI 318-95, Chapt.18.6)

CR = Kcr * (Es/Ec) * (fcir-fcds) (2.39)

Dengan:

Kcr = 2.0 untuk komponen struktur pratarik

= 1.6 untuk komponen struktur pasca tarik

fcir = Tegangan dibeton pada level pusat berat baja segera setelah transfer


fcds = Tegangan dibeton pada level pusat berat baja akibat semua beban mati

tambahan yang berkerja setelah prategang diberikan

b. Susut pada beton (SH)

Kehilangan gaya prategang akibat susut pada baja dipengaruhi oleh besarnya

regangan susut baja ( )cε . Regangan susut pada beton dibagian tendon dipengaruhi

oleh tegangan pada beton pada daerah itu. Tegangan beton bervariasi terhadap

waktu, maka akan sulit ditentukan besarnya. Nilai kehilangan gaya prategang yang

hilang akibat susut pada beton dapat dihitung melalui persamaan berikut (ACI 318-

95, Chapt.18.6)

SH = 8.2E-06*Ksh*Es*(1-0.06*V/S)*(100-RH) (3.40)

Dengan nilai Ksh diberikan pada Tabel 2.10

Tabel 2.10. Nilai Ksh untuk komponen struktur pasca tarik [Nawy,2001]

c. Relaksasi pada baja

Kehilangan gaya pada tendon akibat relaksasi dipengaruhi oleh tegangan izin baja

strand. Seperti halnya dengan rangkak dan susut, tegangan pada baja menurun

sejalan dengan waktu. Penurunan-nya akan menjadi semakin cepat jika ditambah lagi

dengan pengaruh relaksasi. Untuk mengetahui besarnya kehilangan gaya prategang


akibat relaksasi baja yang dipengaruhi oleh rangkak dan susut, dapat digunakan

persamaan berikut (ACI 318-95, Chapt.18.6)

RE = (Kre-J*(SH+CR+ES))*C (3.41)

Dengan Kre, J, dan C diberikan pada tabel (2.11), dan (2.12)

Tabel 2.11. Nilai C [Nawy,2001]

Tabel 2.12. Nilai Kre dan J [Nawy,2001]

2.4. Tahapan Pembebanan


Salah satu pertimbangan istimewa pada beton prategang adalah banyaknya

tahapan pembebanan saat komponen struktur dibebani. Tahapan pembebanan pada

beton prategang precast yang pada tulisan ini dihususkan pada girder FO Amplas,

sedikitnya ada 3 (tiga) yaitu tahap awal saat pemberian gaya prategang, tahap

pengangkatan dan pengangkutan, lalu tahap akhir saat beton menerima beban

eksternal.

2.4.1. Tahap awal

Pembebanan tahap awal merupakan pemberian gaya prategang terhadap girder

tetapi belum dibebani oleh beban eksternal. Tahap ini dapat dibagi dalam beberapa

tahap:

(1). Sebelum diberi gaya prategang. Pada masa sebelum diberi gaya prategang, beton

girder masih lemah dalam memikul beban, oleh karena itu harus dicegah agar tidak

terjadi kehancuran pada ujung girder. Harus diperhitungkan susut beton, dan retakan

yang timbul akibat sust tersebut. Curing beton harus diperhatikan sebelum peralihan

gaya prategang.

(2). Pada saat diberi gaya prategang. Besarnya gaya prategang yang berkerja pada

tedon saat proses stressing dapat membuat kabel strand putus jika pemberian gaya

melebihi tegangan maksimum strand atau jika strand dalam kondisi rusak. Beton

mermutu rendah atau belum cukup umur juga dapat hancur pada tahapan ini.

Tegangan Tahapan beban Tegangan Izin Baja 1. Akibat jacking force 0.80fpu atau 0.94fpy


2. Segera setelah pengangkuran tendon 0.70fpu Beton 1. Segera setelah peralihan, sebelum kehilangan

2. Setelah terjadi kehilangan

Tekan - 0. 60f`ci

Tarik-0.25 f`ci (kecuali pada ujung balok diatas dua tumpuan

0.5 f`ci diizinkan) Tekan - 0.45f`c Tarik - 0.50 f`ci

Tabel 2.13. Tegangan izin untuk batang lentur (Peraturan ACI) [Ned,1993]

(3). Pada saat peralihan gaya prategang. Untuk komponen struktur post-tension

peralihan beban berlangsung secara bertahap, gaya prategang pada tendon dialihkan

ke beton satu-per satu tendon. Pada keadaan ini gaya eksternal belum berkerja

kecuali berat sendirinya. Gaya prategang awal setelah terjadi kehilangan juga ikut

menentukan desain girder. Girder dengan panjang bentang tersebut diatas yang

terletak diatas dua tumpuan, akibat berat sendirinya akan menimbulkan momen

positif ditengah bentang. Oleh karena itu maka gaya yang diberikan pada girder

harus dapat mengimbangi kondisi seperti ini.

2.4.2. Tahap Antara

Pembebanan tahap ini ada karena girder proyek FO Amplas merupakan beton

precast yang mengalami proses perpindahan dari pabrik ke lokasi teakhirnya.

Tahapan antara merupakan tahapan pembebanan selama girder dalam masa

pengangkutan dan pengangkatan, termasuk masa saat girder dalam proses erection.

Cara pengangkatan dan pengangkutan balok girder harus diperhitungkan

dengan baik. Pengangkatan dengan cara yang salah dapat mengakibatkan balok

girder retak atau bahkan mungkin patah.


2.4.3. Tahap akhir

Pembebanan tahap akhir merupakan tahapan dimana beban rencana telah

berkerja pada struktur. Pada beton prategang, ada tiga jenis beban kerja yang

dialami:

(1). Beban kerja tetap. Lendutan ke atas atau kebawah girder akibat beban kerja

tetap konstruksi tersebut merupakan salah satu factor penentu dalam desain, karena

pengaruh dari rangkaian akibat lentur akan memperbesar nilainya. Sehingga

diberikan batasan tertentu besarnya lendutan akibat beban tetap.

(2). Beban kerja. Girder juga didesain berdasarkan beban kerja yang akan

dideritanya. Beban kerja yang berlebihan harus ikut dipertimbangkan.

(3). Beban retak. Retak pada komponen beton prategang berarti perubahan

mendadak pada tegangan rekat dan geser yang sering menjadi parameter bagi

kekuatan lelah.

(4). Beban batas. Beban batas struktur merupakan beban maksimum yang dapat

dipikul struktur tersebut sebelum hancur, atau disebut juga ultimate strength. Beban

batas diperhitungkan melalui factor beban yang dikalikan pada beban kerja.

2.5. Pekerjaan Prestressing oleh Voorspan System Losinger

2.5.1. Material Prestressing

1. Strand

Beberapa Steel wire yang disatukan secara spiral menjadi satuan kabel strand

2. Duct

Pembungkus strand dengan bahan dasar “galvanized zinc” yang dibentuk

berupa pipa berulir


Gambar 2.17. Duct pembungkus tendon

3. Angkur-angkur

Terdiri dari dua macam yaitu angkur hidup dan angkur mati.

Angkur Hidup Angkur Mati

Gambar 2.18. Angkur pada girder

4. Non shrink additive untuk grouting

Mixing beton yang digunakan untuk mengisi selongsong / duct setelah

stressing dengan campuran semen, air, additive.

2.5.2. Peralatan pekerjaan prestressing

Untuk Persiapan pekerjaan stressing kabel strand diperlukan kelengkapan alat.

Adapun alat yang digunakan adalah:

1. Hydraulic Pump PE 550 (1 Phase)

Power : 10 A

Voltage : 220 Volt

Max. Pressure : 10.000 Psi

Capacity Tank : 9 ltr


Gambar 2.19. Hydraulic Pump PE 550 (1 Phase)

2. Hydraulic Jack TCH

Capacity : 20 T

Piston area “pull” : 4.248 mm2

Piston area “return” : 3.016 mm2

Weight : 17 kg

Stroke : 300 mm

Gambar 2.20. Hydraulic Jack TCH


3. Hydraulic Jack SA 507 / ZPE-7/A (7S)

Capacity : 105 T

Pull : 393 Bar

Pull max : 492 Bar

Return max : 492 Bar

Tensioning press : 690 Bar

Piston area “pull” : 20.360 mm2

Piston area “return” : 9.750 mm2

Weight : 140 kg

Stroke : 160 mm

Gambar 2.21. Hydraulic Jack SA 507 / ZPE-7/A (7S)


2.5.3. Alur Kerja Pekerjaan Prestressing

Gambar 2.22. Diagram alur kerja stressing

Spesifikasi Gambar Kerja

• Material • Pabrikasi Strand • Instalasi Strand • Instal lifting hook

Pemasangan angkur hidup dan angkur mati

Inspeksi bersama Kontraktor

Pengecoran

Kuat Beton saat Transfer

Stressing

Evaluasi Hasil Stressing

Grouting

Selesai

Menunggu Kuat Beton Transfer tercapai

ok

tidak

tidak

tidak


2.6. Erection PC U Girder Dengan Portal Hoise

BSebelum dilakukan pekerjaan erection dengan menggunakan portal dan mesin

hoise, ada beberapa hal yang harus dipersiapkan yaitu:

2.6.1. Survey lapangan

1. Penetapan penempatan stock girder

2. Penetapan jalan portal hoise

3. Penetapan penempatan kaki portal hoise tanah harus keras

4. Membuat metode kerja sistem pelaksanaan erection dengan portal hoise

2.6.2. Persiapan lokasi kerja

1. Persiapan material dan alat pendukung pekerjaan erection

2. Persiapan lokasi kerja penempatan setting portal dan hoise crane

3. Persiapan lokasi penempatan stock girder dan jalan portal harus betul-betul padat

dan rata

4. Lokasi kerja erection kemiringan tanah tidak lebih dari 5%

5. Penempatan stock girder dibawah jembatan dan diatur sesuai rencana

6. Susunan penempatan stock girder harus disesuaikan dengan urutan erection

7. Mengukur jarak bentangan apakah sudah sesuai dengan girder yang akan

dipasang

8. Grouting penempatan bearing pad harus rata dan penempatan bearing pad diberi

tanda yang jelas

9. Mengukur jarak aman portal gantry terhadap jalan lalu lintas kendaraan

10. Perencanaan manajemen traffic meliputi (SMK3 dan 5R)


2.6.3. Persiapan stock girder

1. Menentukan lokasi stok girder sesuai kondisi aktual ruang yang ada

2. Pengaturan posisi letak girder sebelum diStressing

3. Lokasi penempatan stok girder harus benar-benar padat dan rata.

4. Penempatan stok girder diantara antar pier / pilar sebagian sisi kiri, dan sebagian

sisi kanan.

5. Susunan penempatan girder disesuaikan urutan erection.

6. Stock girder disetting diatas sleeper dengan posisi sejajar dengan jembatan

7. Pondasi stressing bagian ujung harus betul-betul kuat

2.6.1. Proses Erection

1. Pelaksanaan penyetelan portal dilokasi pengangkatan.

2. Pemasangan sabuk angkat pada girder.

3. Tes beban angkat

4. Proses pengangkatan girder.

5. Proses peletakan girder diatas bearing pad

6. Pengangkatan girder selanjutnya

Untuk penjelasan lebih rinci proses erection PC U girder dengan portal hoise

dibahas pada Bab III. Tahapan metode erection portal hoise dapat dilihat dalam

diagram alir pada Gambar 3.24 berikut ini :


Gambar 2.23. Diagram alur metode erection PCU Girder dengan Portal Hoise

Mulai

Survey lapangan

Persiapan lokasi kerja

Pemasangan Portal Hoise

Persiapan Stock PCU Girder

Pengangkatan girder dengan portal hoise

Menggeser girder keatas pier

Finishing memasang brussing

pengaman

Selesai

Pemindahan portal hoise ke pilar

selanjutnya


BAB III

APLIKASI DAN PEMBAHASAN U GIRDER

3.1. Umum

Pada FO Amplas, panjang bentang balok girder bervariasi antara 31.9 m

sampai dengan 37.9 m. Dalam tulisan ini bentang yang akan dianalisa adalah betang

dengan panjang L = 31.9 m.

Girder jembatan Flyover Amplas berbentuk U dengan material beton mutu

600kg/cm^2 yang dikompositkan dengan pelat lantai beton mutu 350 kg/cm^2.

Girder jembatan menggunakan konstruksi beton prategang sistem penarikan pasca

tarik pada beton girder precast segmental.

Dalam pekerjaan prategang digunakan baja prategang kabel strand diameter

standart dengan bentuk tendon parabola, Gambar 3.1 menunjukkan lay out tendon

pada girder. Jumlah tendon sebanyak 8 (delapan) buah dengan 12 kabel strand setiap

tendon-nya.

Susunan tendon berpasangan dan sejajar 4 (empat) baris. Setiap baris tendon

memiliki trase kurva parabola yang besarnya berbeda-beda. Hal ini menyebabkan

ada salah satu dari keempatnya memiliki bentuk kurva yang mendekati garis lurus.

Trase tendon yang mendekati garis lurus ini diperlukan untuk menentukan baris

mana yang terlabih dahulu diberi gaya prategang.

Dari Gambar 3.1 dan Gambar 3.2 dapat dilihat bahwa trase tendon yang

parabola-nya mendekati garis lurus adalah C1 & C2, sehingga penarikan dimulai dari

baris ini.


Gam

bar 3

.1. L

ay o

ut te

ndon

gird

er L

=31.

9 m

. Pro

yek

pem

bang

unan

Fly

over

Am

plas


Gambar 3.2: Potongan melintang lay out tendon, Proyek Pembangunan Flyover

Amplas


Data Awal Perencanaan

Dalam proses perencanaan, perhitungan besar gaya dongkrak (jacking force)

harus dilakukan dengan teliti. Perhitungan awal yang dilakukan oleh Voorspan

System Losinger (VSL) mengalami revisi pada beberapa bagian, sehingga perlu

dilakukan analisa terhadap perhitungan awal tersebut.

Adapun data-data yang ada sebagai bahan analisa perencanaan perhitungan

dasar adalah sebagai berikut:

Panjang bentang = 3110 cm (panjang balok = 3190 cm)

Tinggi balok (H) = 185 cm

Mutu beton :

Balok = K-600

Pelat (awal) = K-300

Plat (revisi) = K-350

Jarak balok ctc (s) awal = 285 cm

Jarak balok ctc (s) revisi = 340 cm

Tebal plat beton = 22 cm

Tebal aspal = 5 cm

Tebal RC flat = 7 cm


Gambar 3.3. Skets bentang girder

Potongan melintang tengah bentang

H = 185 cm

2*A = 100 cm

B = 100 cm

2*tweb = 50 cm

tfl-1 = 7 cm

tfl-2 = 10 cm

tfl-3 = 10 cm

tfl-4 = 33 cm

tfl-5 = 25 cm

Panjang = 2390 cm

H

B

tf5

tf1tf2tf3

tf4

twA

Gambar 3.4. Skets cross section PC U girder ditengah bentang


3.2. Perhitungan Precast Concrete U Girder

3.2.1. Material

a. Beton

Dari data dilapangan diketahui:

Tegangan tekan beton ( cuσ ) :

a) Balok = 600 kg/cm2

b) Pelat (awal) = 300 kg/cm2

b) Pelat (revisi) = 350 kg/cm2

Tegangan tekan beton balok saat servis (f`c) :

f`c = R * cuσ ......................(2.2)

+=

CR cuσ

log*2.076.0 ..........................(2.1)

+=

150600log*2.076.0R

8804.0=R

f`c balok = R* cuσ balok

= 0.8804 * 600 kg/cm2

= 528.2 kg/cm2

f`c pelat (K-300) = 246.1 kg/cm2

f`c pelat = R* cuσ pelat

= 0.8336 * 350 kg/cm2

= 291.8 kg/cm2


Tegangan tekan beton saat transfer (f`ci) :

f`ci = 80%*f`c ..................(2.29)

f`ci balok = 0.8*528.2472 kg/cm2

= 422.6 kg/cm2

f`ci pelat (K-300) = 196.8 kg/cm2

f`ci pelat = 0.8*291.758 kg/cm2

= 233.4 kg/cm2

Tegangan izin saat transfer

Tegangan tekan = 0.55*f`ci ..........................(2.25)

Tegangan tekan balok = 0.55*f`ci balok

= 0.55*422.5977 kg/cm2

= 232.4 kg/cm2

Tegangan tekan pelat (K-300) = 108.3 kg/cm2

Tegangan tekan pelat = 0.55*f`ci pelat

= 0.55*233.407kg/cm2

= 128.4 kg/cm2

Tegangan tarik = cif `*8.0 .............................(2.26)

Tegangan tarik balok = cif `*8.0 balok

= 422.5977*8.0

= 16.4 kg/cm2

Tegangan tarik pelat (K-300) = 11.2 kg/cm2

Tegangan tarik pelat = cif `*8.0 pelat

= 233.407*8.0


= 12.2 kg/cm2

Tegangan izin saat beban kerja sesudah semua kehilangan prategang

Tegangan tekan = 0.4 * f`c ........................(2.27)

Tegangan tekan balok = 0.4 * f`c balok

= 0.4*528.2472 kg/cm2

= 211.2988 kg/cm2

Tegangan tekan pelat (K-300) = 98.4 kg/cm2

Tegangan tekan pelat = 0.4*f`c pelat

= 0.4*233.4 kg/cm2

= 116.7 kg/cm2

Tegangan tarik = cf `*59.1 ....................(2.28)

Tegangan tarik balok = cf `*59.1 balok

= 528.2472*59.1 kg/cm2

= 36.5 kg/cm2

Tegangan tarik pelat (K-300) = 24.9 kg/cm2

Tegangan tarik pelat = cf `*59.1 pelat

= 291.758*59.1 kg/cm2

= 27.259 kg/cm2

Modulus elastisitas

Ec = w1.5*0.043 bk* σ ..........................(2.7)

Ec balok = w1.5*0.043 bk* σ balok

= 25001.5*0.043* 10*247.528


= 347052.8 kg/cm2

Ec pelat (K-300)= 236864.0 kg/cm2

Ec pelat = w1.5*0.043 bk* σ pelat

= 24001.5*0.043* 10*758.291

= 257922.1 kg/cm2

Modulus reptur

Fr = 0.6 fc`* .............................(2.4)

Fr balok = 0.6 fc`* balok

= 0.6 10*600*

= 45.5 kg/cm2

Fr pelat (K-300) = 31.1 kg/cm2

Fr pelat = 0.6 fc`* pelat

= 0.6 10*350*

= 33.8 kg/cm2

b. Kabel Prategang

Jenis kabel : Uncoated stress relieve seven wires

ASTM A 416 grade 270 low relaxation or JIS G 3536

Diameter strand (dia) : 12.7 mm

Luasan efektif (Ast) : 0.987 cm2

Modulus elastis (Es) : 1.96E+06 kg/cm2

Tegangan tarik ultimate (fu) : 19,000 kg/cm2


c. Tulangan Biasa

Diameter (dia) : 13 mm

Luasan efektif (Ast) : 1.267 cm2

Modulus elastis (Es) : 2.10E+06 kg/cm2

Tegangan leleh (fy) : 3,900 kg/cm2

3.2.2. Analisa Penampang

a. Balok precast

1

2

34

5

Section II

Section I

543

2

1

1

2

3

45

Section IV

66

Section III

54

3

2

1

Gambar 3.5. Sket cross section girder U

Luas (Area) = ½ (sisi atas + sisi bawah) x tinggi ...............................(2.10)


Jarak titik berat arah Y (Yb) = ( )( )ba

bah++

32 ...........................(2.11)

Inersia (Io) = ( )( )ba

babah+

++36

4 223

..........................(2.12)

Inersia arah x (Ix) = Io + (Luas * d2) ............................(2.13)

Sehingga dari hasil perhitungan didapat

Section I

Gambar 3.6. Section I

Zone Tinggi Lebar Luas Level Yb Luas*Yb Io Luas*d^2 Ix cm Bawah Atas cm^2 cm Cm cm^3 cm^4 cm^4 cm^4

5 7 180 180 1260 113 116.5 146790 5145 3506317 3511461.6 4 10 190 190 1900 103 108 205200 15833.33 3720683 3736516.2 3 10 150 190 1700 93 98.2 166933.3 14101.31 2017359 2031459.8 2 33 150 150 4950 60 76.5 378675 449212.5 804957.7 1254170.2 1 60 126 150 8280 0 30.87 255600 2477739 8950520 11428258.64

Tot 120 18090 63.75 1153198 2962031 18999835 21961866.37 Tabel 3.1. Hasil analisa tampang Section I (sebelum & sesudah revisi)


Section II

Gambar 3.7. Section II

Zone Tinggi Lebar Luas Level Yb Luas*Yb Io Luas*d^2 Ix cm Bawah Atas cm^2 cm cm cm^3 cm^4 cm^4 cm^4

5 7 180 180 1260 178 181.5 228690 5145 8101594 8106738.5 4 10 190 190 1900 168 173 328700 15833.33 9763948 9779780.8 3 10 150 190 1700 158 163.2 277433 14101.31 6510020 6524121.6 2 33 150 150 4950 125 141.5 700425 449212.5 7993930 8443142.8 1 125 100 150 15625 0 66.7 1041667 20073785 18756559 38830343.37

Tot 185 25435 101.3 2576915 20558077 51126050 71684127 Tabel 3.2. Hasil analisa tampang Section II (sebelum & sesudah revisi)

Section III


Gambar 3.8. Section III


6 7 80 80 560 178 181.5 101640 2286.667 4437148 4439434.3 5 10 130 130 1300 168 173 224900 10833.33 8427239 8438072.1 4 10 90 130 1100 158 163.3 179633.3 9065.657 5516545 5525610.2 3 33 90 90 2970 125 141.5 420255 269527.5 7135022 7404549.7 2 95 90 90 8550 30 77.5 662625 6430313 1920181 8350493.6 1 30 100 116 3240 0 15.37 49800 242555.6 19267738 19510293.29

Tot 185 17720 92.49 1638853 6964581 46703872 53668453.23 Tabel 3.3a. Hasil analisa tampang Section III (sebelum revisi)


6 7 110 110 770 178 181.5 139755 3144.167 5942317 5945461.6 5 10 130 130 1300 168 173 224900 10833.33 8184965 8195798.4 4 10 90 130 1100 158 163.3 179633.3 9065.657 5336414 5345479.4 3 33 90 90 2970 125 141.5 420255 269527.5 6799650 7069177.0 2 95 90 90 8550 30 77.5 662625 6430313 2230547 8660859.2 1 30 100 114 3210 0 15.3 49200 240406.5 19692605 19933011.61

Tot 185 17900 93.7 1676368 6963290 48186497 55149787 Tabel 3.3b. Hasil analisa tampang Section III (setelah revisi)

Section IV


Gambar 3.9. Section IV


6 7 80 80 560 178 181.5 101640 2286.667 4735965 4738252.0 5 10 100 100 1000 168 173 173000 8333.333 6965970 6974303.7 4 10 50 100 750 158 163.6 122666.7 6018.519 4108992 4115010.6 3 33 50 50 1650 125 141.5 233475 149737.5 4455148 4604885.7 2 100 50 50 5000 25 75 375000 4166667 1056711 5223377.4 1 25 100 112 2650 0 12.74 33750 137873.4 15631053 15768926.72

Tot 185 11610 89.54 1039532 4470916 36953840 41424756.08 Tabel 3.4a. Hasil analisa tampang Section IV (sebelum revisi)


6 7 80 80 560 178 181.5 101640 2286.667 4686935 4689221.6 5 10 100 100 1000 168 173 173000 8333.333 6886530 6894862.9 4 10 60 100 800 158 163.4 130733.3 6527.778 4310257 4316785.2 3 33 60 60 1980 125 141.5 280170 179685 5248420 5428105.1 2 100 60 60 6000 25 75 450000 5000000 1352680 6352680.3 1 25 100 112 2650 0 12.7 33750 137873.4 15825930 15963803.6

Tot 185 12990 90.0 1169293 5334706 38310753 43645459 Tabel 3.4b. Hasil analisa tampang Section IV (setelah revisi)

b. Balok komposit


2

Section II

11

2

Section I

22

1

Section III Section IV

1

Gambar 3.10. Cross section balok komposit

Dengan menggunakan persamaan diatas, maka didapat

Section I


1 22 285 285 4279.3 120 131 560585.7 172597.8 12657746 12830343.5 2 120 125 190 18090 0 63.75 1153198 21961866 2994253 24956119.4

Tot 142 22369 76.61 1713784 22134464 15651999 37786462.9 Tabel 3.5a. Hasil analisa tampang komposit Section I (sebelum revisi)


1 22 340 340 5558.97 120 131.0 728225.6 224211.96 14711594 14935805.7 2 120 126 190 18090 0 63.7 1153198.3 21961866 4520805 26482671.9

Tot 142 23649 79.6 188142.9 22186078 19232399 41418477.5 Tabel 3.5b. Hasil analisa tampang komposit Section I (setelah revisi)

Section II


1 22 285 285 4279.3 185 196 838738.9 172597.8 28111090 28283687.5 2 185 100 190 25435 0 101.3 2576915 71684127 4729515 76413642.6


Tot 207 29714 114.9 3415654 71856725 32840605 104697330 Tabel 3.6a. Hasil analisa tampang komposit Section II (sebelum revisi)


1 22 340 340 5558.9 185 196 1089558.9 224211.96 33564295 33788507 2 185 100 190 25435.0 0 101.3 2576915 71684127 7335681 79019808.5

Tot 207 30993.9 118.3 3666473.9 71908339 40899976 112808315 Tabel 3.6b. Hasil analisa tampang komposit Section II (setelah revisi)

Section III


1 22 285 285 4279.3 185 196 838738.9 172597.8 29749435 29922032.4 2 185 100 128 17720 0 92.49 1638853 53668453 7184321 60852773.8

Tot 207 21999 112.6 2477592 53841051 36933755 90774806.2 Tabel 3.7a. Hasil analisa tampang komposit Section III (sebelum revisi)


1 22 340 340 5558.9 185 196 1089559 224212 33903347 34127559 2 185 100 128 17900 0 93.7 1676368 55149787 10528929 65678716.6

Tot 207 23459 117.9 2765927.3 55373999 44432277 99806276 Tabel 3.7b. Hasil analisa tampang komposit Section III (setelah revisi)

Section IV


1 22 285 285 4279.3 185 196 838738.9 172597.8 25895191 26067788.8 2 185 100 98 11610 0 89.54 1039532 41424756 9544597 50969353.3

Tot 207 15889 118.2 1878271 41597354 35439788 77037142.1 Tabel 3.8a. Hasil analisa tampang komposit Section IV (sebelum revisi)


1 22 340 340 5558.9 185 196 1089558.9 224211.96 30624072 30848283.8 2 185 100 100 1299 0 90.0 1169293.3 43645459 13105345 56750803.5

Tot 207 18549 121.8 2258852.3 43869671 43729417 87599087.3 Tabel 3.8b. Hasil analisa tampang komposit Section IV (setelah revisi)


c. Kesimpulan

Dari persamaan (2.14) dan (2.15) didapat nilai Wa dan Wb

Wa = Ix / Ya

Wb = Ix /Yb

Dan hasilnya dapat disimpulkan pada tabel berikut

Section I

Deskripsi Luas Ya Yb Ix Wa Wb cm^2 Cm cm cm^4 cm^3 cm^3 Balok precast 18090 56.3 63.75 21781356 387209.2 341679.9 Balok komposit komposit 22369.28 65.4 76.61 37617320 575305.2 491002.6 precast 43.4 867023.9

Tabel 3.9a. Kesimpulan analisa tampang Section I (sebelum revisi)

Deskripsi Luas Ya Yb Ix Wa Wb cm^2 Cm cm cm^4 cm^3 cm^3 Balok precast 18090 56.3 63.7 21961866 390418.2 344511.6 Balok komposit komposit 23648.97 62.4 79.6 41418478 663292.7 520618.7 precast 40.4 1024101

Tabel 3.9b. Kesimpulan analisa tampang Section I (setelah revisi)

Section II

Deskripsi Luas Ya Yb Ix Wa Wb cm^2 Cm cm cm^4 cm^3 cm^3 Balok precast 25435 83.7 101.3 71413456 853347.5 704874.3 Balok komposit komposit 29714.28 92.1 114.9 1.05E+08 1135370 909186.3 Precast 70.1 1491945

Tabel 3.10a. Kesimpulan analisa tampang Section II (sebelum revisi)

Deskripsi Luas Ya Yb Ix Wa Wb cm^2 cm cm cm^4 cm^3 cm^3 Balok precast 25435 83.7 101.3 71684127 856581.8 707546 Balok komposit komposit 30993.97 88.7 118.3 112808315 1271744 953607.8 precast 66.7 1691186

Tabel 3.10b. Kesimpulan analisa tampang Section II (setelah revisi)


Section III

Deskripsi Luas Ya Yb Ix Wa Wb cm^2 cm cm cm^4 cm^3 cm^3 Balok precast 17720 92.5 92.49 54371091 587707.1 587884 Balok komposit komposit 21999.28 94.4 112.6 91204776 966372.5 809834.4 precast 72.4 1260109

Tabel 3.11a. Kesimpulan analisa tampang Section III (sebelum revisi)

Deskripsi Luas Ya Yb Ix Wa Wb cm^2 cm cm cm^4 cm^3 cm^3 Balok precast 17900 91.3 93.7 55149787 603731.9 588880.8 Balok komposit komposit 23458.97 89.1 117.9 99806276 1120221 846498.3 precast 67.1 1487534

Tabel 3.11b. Kesimpulan analisa tampang Section III (setelah revisi)

Section IV

Deskripsi Luas Ya Yb Ix Wa Wb cm^2 cm cm cm^4 cm^3 cm^3 Balok precast 11610 95.5 89.54 42884381 449228 478953.8 Balok komposit komposit 15889.28 88.8 118.2 79958071 900529.3 676407.4 precast 66.8 1197155

Tabel 3.12a. Kesimpulan analisa tampang Section IV (sebelum revisi)

Deskripsi Luas Ya Yb Ix Wa Wb cm^2 cm cm cm^4 cm^3 cm^3 Balok precast 12990 95 90.0 43645459 459497.9 484869.4 Balok komposit komposit 18548.97 85.2 121.8 87599087 1027890 719335.8 precast 63.2 1385574

Tabel 3.12b. Kesimpulan analisa tampang Section IV (setelah revisi)

3.2.3. Beban-beban yang Berkerja

a. Dead Load

1. Berat jenis beton balok precast = 2.5 ton/m3 )( PBγ

2. Berat jenis beton pelat = 2.4 ton/m3 )( Sγ


3. Berat jenis aspal = 2.2 ton/m3 )( aspγ

4. Berat jenis beton diagrapma = 2.4 ton/m3 )( diaphγ

a.a). Balok precast

- Section I q1a = Luas I* )( PBγ (sebelum & setelah revisi)

q1a = 1.8090 m2 * (2m/31.9m) * 2.5 t/m3 = 0.2824 (t/m)

- Section II q1b = Luas II* )( PBγ (sebelum & setelah revisi)

q1b = 2.5393 m2 * (2m/31.9m) * 2.5 t/m3 = 0.3980 (t/m)

- Section III to q1c = Luas rerata sec III&IV * )( PBγ (sebelum revisi)

Section IV q1c = ((1.7802+1.2912)/2) m^2 * (4m/31.9m) * 2.5 t/m^3 = 0.4814 (t/m)

- Section III to q1c = Luas rerata sec III&IV * )( PBγ (setelah revisi)

Section IV q1c = ((1.7900+1.2990)/2) m2 * (4m/31.9m) * 2.5 t/m3 = 0.4842 (t/m)

- Section IV q1d = Luas IV * )( PBγ (sebelum revisi)

q1d = 1.1610 m2 * (23.9m/31.9m) * 2.5 t/m3 = 2.1746 (t/m)

- Section IV q1d = Luas IV * )( PBγ (setelah revisi)

q1d = 1.2990 m2 * (23.9m/31.9m) * 2.5 t/m3 = 2.4331 (t/m)

(Sebelum revisi) q1a+q1b+q1c+q1d = 3.3165 (t/m)

(Setelah revisi) q1a+q1b+q1c+q1d = 3.5995 (t/m)

a.b). Pelat

q2a = h pelat * s * )( Sγ

(Sebelum revisi) q2a = 0.22 m * 2.85 m * 2.4 t/m3 = 1.5675 (t/m)

(Setelah revisi) q2a = 0.22 m * 3.40 m * 2.4 t/m3 = 1.8700 (t/m)


a.c). Pelat RC

q2b = h pelat * s * )( Sγ

(Sebelum revisi) q2b = 0.07 m * 2.05 m * 2.4 t/m3 = 0.3588

(t/m)

(Setelah revisi) q2b = 0.07 m * 1.00 m * 2.4 t/m3 = 0.1750

(t/m)

a.d). Aspal

q3 = tasp * s * )( aspγ

(Sebelum revisi) q3 = 0.05 m * 2.85 m * 2.2 t/m3 = 0.3135

(t/m)

(Setelah revisi) q3 = 0.05 m * 3.10 m * 2.2 t/m3 = 0.3410

(t/m)

a.e). Diapragma

hdiap = 0.8 m

ndiap (eks & int) = 6 pcs

Diap (int) pa = Volume diap * )( diaphγ

(Sebelum revisi)

= 0.4 m 2 * 0.2 m * 2.4 t/m3 = 0.2000 (ton)

q4 = (pa*ndiap)/bentang

= (0.2000 ton * 6) / 31.9 m = 0.0386 (t/m)


(Setelah revisi)

= 0.712 m2 * 0.2 m * 2.4 t/m3 = 0.3560 (ton)

q4 = (pa*ndiap)/bentang

= (0.3560 ton * 6) / 31.9 m = 0.0687 (t/m)

Diap (eks) pb = Volume diap * )( diaphγ

(Sebelum revisi)

= 1.95 m2 * 0.2 m * 2.4 t/m3 = 0.9750 (ton)

q4 = (pb*ndiap)/bentang

= 0.9750 ton * 6) / 31.9 m = 0.1881 (t/m)

(Setelah revisi)

= 1.044 m2 * 0.2 m * 2.4 t/m3 = 0.5220 (ton)

q4 = (pb*ndiap)/bentang

= 0.5220 ton * 6) / 31.9 m = 0.1007 (t/m)

a.f) Tambahan (setelah revisi)

q5 = Pot + Barrier + Railing

= 0.630 + 0.663 + 0.018 = 1.3116 (t/m)

b. Live load

b.a). Dynamic load allowance (DLA)

Dari persamaan (2.16), maka nilai DLA (sebelum & setelah revisi) didapat

DLA = 1 + 0.4 = 1.4 (span <= 50m)


b.b). Knife edge load (KEL)

Berdasarkan persamaan (2.17) maka nilai (sebelum & setelah revisi) KEL = 4.40

t/m

b.c). Distribution factor (DF)

Berdasarkan persamaan (2.18) maka ditentukan nilai (sebelum & setelah revisi)

DF = 1.00

b.d). Distribtion load (q)

Dari persamaan (2.19) maka

q = 0.8 * (0.5 + 15/bentang)

= 0.8 * (0.5 + 15/31.9) = 0.79 t/m2

b.e). Live load

Berdasarkan persamaan (2.20) dan (2.21), maka

- Distribution load (q’) = DF * q * s ...................(2.20)

(Sebelum revisi)

q’ = 1.00 * 0.79 t/m2 * 2.85 m = 2.24 t/m

(Setelah revisi)

q’ = 1.00 * 0.79 t/m2 * 3.10 m = 2.45 t/m

- Line load (p’) = DF * DLA * KEL * s ..................(2.21)

(Sebelum revisi)

p’ = 1.00 * 1.4 * 4.4 t/m * 2.85 m = 17.56 ton

(Setelah revisi)


p’ = 1.00 * 1.4 * 4.4 t/m * 3.10 m = 19.10 ton

3.2.4. Momen Tengah Bentang

a. Dead load

Balok precast (beam) menerima beban mati ditengah bentang (Mms1) sebesar:

Mms1 = l/L * q * l2 ...............................(2.22)

(Sebelum revisi)

Mms1 = 15.55m/31.1m * 3.3165t/m * (15.55m)2

= 400.97 tm

(Setelah revisi)

Mms1 = 15.55m/31.1m * 3.5995t/m * (15.55m)2

= 443.48 tm

b. Additional Dead Load (ADL)

b.a). Plat+RC plat (slab)

Pelat lantai jembatan dan RC pelat merupakan bagian dari beban mati

tambahan. Maka besar momen tengah bentang pelat akibat ADL plat+RC (Mms2)

adalah sebesar:

Mms2 = l/L * q * l2 ...............................(2.22)

(Sebelum revisi)

Mms2 = 15.55m/31.1m * 1.9263t/m * (15.55m)2


= 232.89 tm

(Setelah revisi)

Mms2 = 15.55m/31.1m * 2.0450t/m * (15.55m)2

= 247.24 tm

b.b). Aspal

Lapisan aspal pada pelat lantai juga merupakan bagian dari beban mati tambahan.

Maka besar momen tengah bentang akibat ADL aspal (Mms3) adalah sebesar:

Mms3 = l/L * q * l2 ...............................(2.22)

(Sebelum revisi)

Mms3 = 15.55m/31.1m * 0.3135t/m * (15.55m)2

= 37.90 tm

(Setelah revisi)

Mms3 = 15.55m/31.1m * 0.3410t/m * (15.55m)2

= 41.23 tm

b.c). Diaphragma (ext)

Diapragma pada balok girder merupakan bagian dari beban mati tambahan. Maka

besar momen tengah bentang akibat ADL diapragma eksternal (Mms4) adalah

sebesar:

Mms4 = l/L * q * l2 ...............................(2.22)

(Sebelum revisi)

Mms4 = 15.55m/31.1m * 0.1881t/m * (15.55m)2


= 22.740 tm

(Setelah revisi)

Mms4 = 15.55m/31.1m * 0.1007t/m * (15.55m)2

= 12.180 tm

b.d). Additional (setelah revisi)

Beban tambahan lain sebagai aksesoris jembatan merupakan bebab mati

tambahan yang besar momen tengah bentang-nya (Mms5) adalah sebesar:

Mms5 = l/L * q * l2 ...............................(2.22)

(Setelah revisi)

Mms5 = 15.55m/31.1m * 1.3116t/m * (15.55m)2

= 158.57 tm

c. Live load

c.a). Distribution load

Besar momen tengah bentang akibat beban hidup terdistribusi q (Mms6) dapat

dihitung dengan persamaan (2.22)

Mms6 = l/L * q * l2 ...............................(2.22)

(Sebelum revisi)

Mms6 = 15.55m/31.1m * 2.24t/m * (15.55m)2

= 270.78 tm

(Setelah revisi)

Mms6 = 15.55m/31.1m * 2.45t/m * (15.55m)2

= 296.21 tm


c.b). Line load

Line load yang berkerja sebagai beban hidup juga akan mengakibatkan momen

ditengah bentang (Mms7) yang nilainya dapat dihitung adalah:

Mms7 = l/L * q * l2 ...............................(2.22)

(Sebelum revisi)

Mms7 = 15.55m/31.1m * 17.56t/m * (15.55m)2

= 136.50 tm

(Setelah revisi)

Mms7 = 15.55m/31.1m * 19.10t/m * (15.55m)2

= 148.47 tm

d. Ultimate total

Besar momen tengah bentang ultimate dari berbagai pembebanan dapat dihitung

dengan menggunakan persamaan (2.23)

Ultimate total = 1.2*beam + 1.3*slab + 2*asphalt + 1.2*diaphragm + 2*live load

(Sebelum revisi)

- Sub total moment mid span beam = 400.97 tm

- Sub total moment mid span slab = 232.89 tm

- Sub total moment mid span asphalt = 37.90 tm

- Sub total moment mid span diaphragm = 22.74 tm

- Sub total moment mid span live load = (270.78+136.50)tm = 407.28 tm


Ultimate total = (1.2*400.97)tm + (1.3*232.89)tm + (2*37.90)tm +

(1.2*22.74)tm + (2*407.28)tm

= 481.164tm + 302.757tm + 75.8tm + 27.288tm + 814.56tm

= 1701.57tm

(Setelah revisi)

- Sub total moment mid span beam = 443.48 tm

- Sub total moment mid span slab = 247.24 tm

- Sub total moment mid span asphalt = 41.23 tm

- Sub total moment mid span diaphragm = 12.18 tm

- Sub total moment mid span slab + add = 405.81 tm

- Sub total moment mid span live load = (296.21+148.47)tm = 444.68 tm

Ultimate total = (1.2*443.48)tm + (1.3*405.81)tm + (2*41.23)tm +

(1.2*12.18)tm + (2*444.68)tm

= 532.176tm + 527.553tm + 82.46tm + 14.616tm + 889.36tm

= 2046.165tm

3.2.5. Kabel Prestress

a. Profil kabel

Gambar 3.11. Profil kabel


Dari data yang diberikan pada sub bab 3.2.2 dan persamaan (2.30) dapat

dihitung besar jacking force maximum yang dapat diberikan kepada kabel

prategang.

Jacking force = 72% Ultimate Tensile Stress

Kurva parabolic kabel tendon menggunakan persamaan berikut

Y = AX2 + BX + C

A = ((Ymiddle + Yedge)/(L/2)2)

B = (L * A)

C = Rerata posisi strand ketika parabola kurva pada nilai Y tertentu

Sehingga persamaan parabola tendon rata-rata hasil perhitungan VSL dengan

cara perhitungan numerik adalah:

Y = 0.003255X2 + (-0.10285X) + 1.0375

dan besar perubahan sudut kabel tendon setelah pemberian tegangan:

Y’ = 0.00651X + (-0.10285) , maka

tg φ = 0.00651X + (-0.10285)

Maka hasil perhitungan diberikan pada tabel berikut:

Tendon

NOS strand

Profil Asp cm^2

fu kg/cm^2

%

Jacking force kg edge Middle

7 12 150 30 0.987 19000 75 168777 5 12 125 30 0.987 19000 75 168777 3 12 100 15 0.987 19000 75 168777 1 12 40 15 0.987 19000 75 168777 2 12 40 15 0.987 19000 75 168777 4 12 100 15 0.987 19000 75 168777 6 12 125 30 0.987 19000 75 168777 8 12 150 30 0.987 19000 75 168777


96 103.75 22.5 75 1350216 Tabel 3.13a. Hasil perhitungan kabel (sebelum revisi)

Tendon

NOS strand

Profil Asp cm^2

fu kg/cm^2

%

Jacking force kg edge Middle

7 12 150 30 0.987 19000 72 162025.92 5 12 125 30 0.987 19000 72 162025.92 3 12 100 15 0.987 19000 72 162025.92 1 12 40 15 0.987 19000 72 162025.92 2 12 40 15 0.987 19000 72 162025.92 4 12 100 15 0.987 19000 72 162025.92 6 12 125 30 0.987 19000 72 162025.92 8 12 150 30 0.987 19000 72 162025.92

96 103.75 22.5 72 1296207.36 Tabel 3.13b. Hasil perhitungan kabel (setelah revisi)

Besar nilai eksentrisitas (e) adalah melalui persamaan

(e) = Yb-Ys

Yb = Jarak garis netral dari bawah balok non komposit (sub bab 3.3.3)

Ys = Jarak tendon dari bawah balok pada daerah tengah bentang (sub bab 3.7.1)

(e) = 88.85 cm – 22.5 cm = 66.35 cm

b. Gaya dongkrak awal (Initial jacking force)

Pemeriksaan pada dua kondisi

σ

Saat initial di tengah bentang

Tegangan atas

Melalui persamaan (2.31) dapat dihitung besar gaya prategang awal pada bagian

atas adalah

top = Pi/Acp – Pi.e/Wa + Mbs/Wa


(Sebelum revisi)

-16.44575 kg/cm2 >= (Pi/11610cm2) – (Pi. 66.35cm / 433938cm3) +

(400.97*10^5kgcm / 433938cm3)

-16.44575 kg/cm2 >= (Pi/11610cm2) – (Pi. 66.35cm / 433938cm3) +

92.4026kg/cm2

-108.848 kg/cm2 >= (Pi/11610cm2) – (Pi. 66.35cm / 433938cm3)

Pi >= (-108.848 kg/cm2 + (Pi. 66.35cm / 433938cm3)) * 11610cm2

Pi <= 1592432.95 kg

Pi <= 1592.43 ton

(Setelah revisi)

-16.44575 kg/cm2 >= (Pi/12990cm2) – (Pi. 66.35cm / 459498cm3) +

(443.48*10^5kgcm / 459498cm3)

-16.44575 kg/cm2 >= (Pi/12990cm2) – (Pi. 66.35cm / 459498cm3) +

96.514kg/cm2

-112.9597 kg/cm2 >= (Pi/12990cm2) – (Pi. 66.35cm / 459498cm3)

Pi >= (-112.9597 kg/cm2 + (Pi. 66.35cm / 459498cm3)) * 12990cm2

Pi <= 1614884.3 kg

Pi <= 1614.88 ton

Tegangan bawah

Melalui persamaan (2.32) dapat dihitung besar gaya prategang awal pada bagian

bawah adalah


σ bottom = Pi/Acp – Pi.e/Wb + Mbs/Wb

(Sebelum revisi)

232.4288 kg/cm2 <= (Pi/11610cm2) + (Pi. 66.35cm / 462652cm3) -

(400.97*105kgcm / 462652cm3)

232.4288 kg/cm2 <= (Pi/11610cm2) + (Pi. 66.35cm / 462652cm3) -86.668kg/cm2

319.096 kg/cm2 <= (Pi/11610cm2) + (Pi. 66.35cm / 462652cm3)

Pi <= (319.096 kg/cm2 - (Pi. 66.35cm / 462652cm3)) * 11610cm2

Pi <= 1381192.5 kg

Pi <= 1381.19 ton

(Setelah revisi)

232.4288 kg/cm2 <= (Pi/12990cm2) + (Pi. 66.35cm / 484869cm3) -

(443.48*105kgcm / 484869cm3)

232.4288 kg/cm2 <= (Pi/12990cm2) + (Pi. 66.35cm / 484869cm3) -91.464kg/cm2

323.893 kg/cm2 <= (Pi/12990cm2) + (Pi. 66.35cm / 484869cm3)

Pi <= (323.893 kg/cm2 - (Pi. 66.35cm / 484869cm3)) * 12990cm2

Pi <= 1497936.5 kg

Pi <= 1497.94 ton

Kesimpulan

Diambil nilai Pi terkecil yaitu Pi <= 1497.94 ton [1]

Saat service di tengah bentang

Tegangan atas


melalui persamaan (2.33) dapat dihitung besar gaya prategang awal pada bagian

atas adalah

σ top = Pe/Acp – (Pe.e-Mbp)/Wap + Mbp/Wac

(Sebelum revisi)

211.2989 kg/cm2 <= (Pe/11610cm2) – ((Pe. 66.35cm)-1101.78*105kgcm

/1153423cm3) + (1101.78*105kgcm/867633cm3)

211.2989 kg/cm2 <= (Pe/11610cm2) – ((Pe.66.35cm)- 1101.78*105kgcm) /

1153423cm3) + 126.987kg/cm2

84.312 kg/cm2 <= (Pe/11610cm2) – ((Pe. 66.35cm /

1101.78*105kgcm)/1153423cm3))

Pe >= -126936.57 kg

Pe >= -126.94 ton

(Setelah revisi)

211.2989 kg/cm2 <= (Pe/12990cm2) – ((Pe. 66.35cm)-1347.65*105kgcm

/1385574cm3)+(1347.65*105kgcm/1027890cm3)


1385574cm3) + 131.108kg/cm2


1385574cm3)

Pe <= (180.494 kg/cm2 * 12912cm2)/19

Pe <= -412195.72 kg

Pe <= -412.2 ton


Tegangan bawah

Melalui persamaan (2.34) dapat dihitung besar gaya prategang saat servis pada

bagian bawah adalah

σ bottom = Pe/Acp – (Pe.e-Mbp)/Wbp + Mbh/Wbc

(Sebelum revisi)

-36.54 kg/cm2 <= (Pe/11610cm2) + (Pe. 66.35cm) - 1101.78*105 kgcm / 462652

cm3) + (1101.78*105 kgcm / 651698cm3)

-36.54 kg/cm2 <= (Pe/11610cm2) – ((Pe.66.35cm)- 1101.78*105kgcm) / 462652

cm3) + 169.063 kg/cm2

-205.603 kg/cm2 <= (Pe/11610cm2) - Pe.66.35cm)- 1101.78*105kgcm) / 462652

cm3)

Pe <= 751790.438 kg

Pe <= 751.79 ton

(Setelah revisi)

-36.54 kg/cm2 <= (Pe/12990cm2) + (Pe. 66.35cm) – 1347.65*105 kgcm / 484869

cm3) + (1347.65*105 kgcm / 719336cm3)

-36.54 kg/cm2 <= (Pe/12990cm2) – ((Pe.66.35cm)- 1347.65*105kgcm) / 484869

cm3) + 187.346 kg/cm2

223.886 kg/cm2 <= (Pe/12912cm2) - ((Pe.66.35cm)- 1347.65*105kgcm) / 484869

cm3)

Pe <= 918079.5 kg

Pe <= 918.08 ton

Kesimpulan

Diambil nilai Pe terbesar yaitu Pi >= 918.08 ton [2]


Asumsi awal

Kehilangan gaya prategang jangka panjang

Sebelum revisi = 22.257% (harus 22.257%)

Setelah revisi = 19.063

Dari hasil [1] dan [2] maka tidak perlu dilakukan penegangan

Maka digunakan kabel prategang diam 12.7”

(Sebelum revisi)

Pi = 1350216 kg (96 kabel)

Pe = 77.7% Pi = 1049702 kg (96 kabel)

(Setelah revisi)

Pi = 1296207 kg (96 kabel)

Pe = 80.9% Pi = 1049112 kg (96 kabel)

c. Kehilangan gaya prategang

1). Kehilangan gaya prategang (jangka pendek)

a. Akibat gesekan

Akibat gesekan antara kabel dan selongsong mengakibatkan gaya prategang

saat inisial berbeda dengan saat akhir. Besarnya gaya prategang sisa akibat

gesekan sejarak X dapat dihitung dengan persamaan (2.36)

Px = Po * ( )xke *+− αµ …………………….(2.36)

Dengan :


Koefisien gesek µ untuk tendon yang terbuat dari bahan metal dan akan

digrouting, 7 wire strand adalah 0.20

Faktor pengubah sudut kabel α dari titik tensile ke x section

α = 2*arctg (0.00651x + -0.10285)

Koefisien wobble k untuk tendon yang terbuat dari bahan metal dan akan

digrouting, 7 wire strand adalah 0.003

(Sebelum revisi)

Po = 75% UTS = 0.75 * 0.987cm2*19000kg/cm2 = 14064.75 kg

Maka besar gaya prategang sisa pada x = 31.9m

P31.9 = 14064.75 kg * -0.12-0.2(0.209rad + 0.003*31.9)

= 12258.31 kg

(Setelah revisi)

Po = 72% UTS = 0.72 * 0.987cm^2*19000kg/cm2 = 13502.16 kg

Maka besar gaya prategang sisa pada x = 31.9m

P31.9 = 13502.16 kg * -0.11-0.2(0.209rad + 0.003*31.9)

= 11767.97 kg

b. Akibat slip aungker

Slip aungker terjadi setelah pengangkeran pc strand yang terjadi pada ujung

balok. Karena gesekan ini, kehilangan tidak seluruhnya terdistribusi disepanjang

balok. Kehilangan akibat slip aungker yang paling besar terjadi sejauh x dari

pinggir balok. Nilai x dpat ditentukan dengan menggunakan persamaan (2.37)

x = )/(** mEsAsd

Dengan :


d = ditentukan sebesar 8 mm

As = Luasan pc strad (.987 cm2)

Es = Modulus elastisitas baja strand = 1.96 E + 06 kg/cm2

m = Kehilangan gaya prategang setiap panjang m = (Po-P)/L

Po = Jacking force awal

P = Gaya pada strand pada ujung bentang

L = Panjang bentang = 3190 cm

(Sebelum revisi)

m = (Po-P)/L = (14064.75 kg-12258.31 kg) / 3190cm

= 0.57kg/cm

x = )57.0/96.1(*987.0*8

= 16.53 m

Gaya prategang (PA) pada x = 16.53m

= 14064.75 kg * 1.7855-0.2(0.5455 + 0.003*16.53)

= 13128.59 kg

(Setelah revisi)

m = (Po-P)/L = (13502.16 kg-11767.97 kg) / 3190cm

= 0.54kg/cm

x = )57.0/96.1(*987.0*8

= 16.87 m

Gaya prategang (PA) pada x = 16.87m

= 13502.16 kg * 1.7855-0.2(0.5455 + 0.003*16.87)

= 12584.92 kg


c. Pemendekan elastis

Dari persamaan (2.35) kehilangan gaya prategang akibat pemendekan elastis

dapat diperkirakan sehingga:

ES = (Kes*Es*fcir/Ec)*As ………………(2.35)

Dengan :

Kes = rasio kehilangan pasca tarik dengan pratarik

= untuk pasca tarik 0.5

As = Luasan baja strand = 0.987 cm^2

fcir = Tegangan pada beton pada pusat berat dari gaya prategang segera setelah

transfer

= (fbottom – ftop)*(H-ed)/H + ftop = 179.78 kg/cm^2

Maka besarnya ES adalah :

(Sebelum revisi)

fcir = (fbottom – ftop)*(H-ed)/H + ftop = 179.78 kg/cm2

ES = ( 0.5*1.98E+6kg/cm2*179.78 kg/cm2/347052.8 kg/cm2)*0.987cm2

= 501.07 kg

(Setelah revisi)

fcir = (fbottom – ftop)*(H-ed)/H + ftop = 149.71 kg/cm2

ES = ( 0.5*1.98E+6kg/cm2*149.71 kg/cm2/347052.8 kg/cm2)*0.987cm2

= 417.25 kg

2). Kehilangan gaya prategang (jangka panjang)

a. Susut (SH)


Susutnya beton karena waktu akan mengurangi gaya prategang sehingga

besar kehilangan gaya prategang akibat susutnya beton tersebut dapat dihitung

dengan persamaan (3.40)

SH = 8.2E-06*Ksh*Es*(1-0.06*V/S)*(100-RH)

Dengan :

Nilai Ksh diambil dari tabel (2.10)

Ksh = 0.68 (tanpa perawatan lembab)

RH = 80.0

(Sebelum revisi)

V/S = 2.80 Area = 11610 cm2 Perimeter = 4141.86 cm

SH = 8.2E-06 * 0.68 * 1.98E+06 * (1-0.06*2.80) * (100-80)

= 204.11 kg

(Setelah revisi)

V/S = 3.61 Area = 12990 cm2 Perimeter = 3596.68 cm

SH = 8.2E-06 * 0.68 * 1.98E+06 * (1-0.06*3.61) * (100-80)

= 199.93 kg

b. Creep (CR)

Rangkak yang terjadi pada beton akibat factor beban dan waktu dapat

dihitung dengan persamaan (2.39) yaitu:

CR = Kcr * (Es/Ec) * (fcir-fcds)

Dengan:

Kcr = untuk komponen beton pasca tarik nilainya 1.60


fcir = Tegangan dibeton pada level pusat berat baja segera setelah transfer

fcds = Tegangan dibeton pada level pusat berat baja akibat semua beban mati

tambahan yang berkerja setelah prategang diberikan

= (Msd*e) / Ig

Maka besarnya CR adalah:

(Sebelum revisi)

fcds = (Msd*e) / Ig = 36.67 kg/cm2

CR = 1.6 * (1.96E+06kg/cm2/ 347052.8 kg/cm2) * (179.78 kg/cm2 –

35.67 kg/cm2)

= 1276.41 kg

(Setelah revisi)

fcds = (Msd*e) / Ig = 56.22 kg/cm2

CR = 1.6 * (1.96E+06kg/cm2/ 347052.8 kg/cm2) * (149.71 kg/cm2 –

56.22 kg/cm2)

= 833.81 kg

c. Relaxation (RE)

Kehilangan gaya prategang akibat relaksasi baja dapat dihitung dengan

menggunakan persamaan (3.41)

RE = (Kre-J*(SH+CR+ES))*C

Dengan:

Kre = dari tabel (2.11) = 5000

J = dari tabel (2.11) = 0.04

C = dari tabel (2.10)


fpi/fpu = 0.69

Maka besarnya RE:

(Sebelum revisi)

C = dari tabel (2.10) = 0.66

RE = (5000 – 0.04*(204.11kg + 1276.41kg + 501.07)) * 0.66

= 179.68 kg

(Setelah revisi)

C = dari tabel (2.10) = 0.53

RE = (5000 – 0.04*(199.93kg + 833.81kg + 417.25)) * 0.53

= 155.53 kg

3). Gaya prategang ditengah bentang

(Sebelum revisi)

Jacking force = 96 * 14064.75kg = 1350216.0 kg (75.00 %)

Initial = 96 * 13095.66 kg = 1257183.2 kg (69.83%)

Service = 96 * 10934.39 kg = 1049701.8 kg (58.31%)

Total persentasi kehilangan jangka panjang = 22.26%

(Setelah revisi)

Jacking force = 96 * 13502.16kg = 1296207.4 kg (72.00 %)

Initial = 96 * 12534.77 kg = 1203337.8 kg (66.84%)

Service = 96 * 10928.25 kg = 1049112.1 kg (58.27%)

Total persentasi kehilangan jangka panjang = 19.06%


4). Gaya prategang efektif

Prategang efektif = Gaya prategang inisial – kehilangan prategang

3.2.6. Analisa tegangan

a. Tegangan saat awal

(Sebelum revisi)

Momen akibat berat sendiri ditengah bentang = 400.97 tm

Pi (Gaya prategang awal) = 1257.183 t

e (eksentrisitas) = - 0.67 m

Pi * e = - 842.79 tm

Momen net = - 441.81 tm

Pi/A = 108.28 kg/cm2

Mnet/Wa = -101.81 kg/cm2

Mnet/Wb = 95.50 kg/cm2

Tegangan awal

- top (σ t) = -6.47 kg/cm2

- bottom (σ b) = 203.78 kg/cm2

(Setelah revisi)

Momen akibat berat sendiri ditengah bentang = 443.48 tm

Pi (Gaya prategang awal) = 1203.34 t

e (eksentrisitas) = - 0.68 m

Pi * e = - 812.43 tm

Momen net = - 368.95 tm


Pi/A = 92.64 kg/cm2

Mnet/Wa = -80.29 kg/cm2

Mnet/Wb = 76.09 kg/cm2

Tegangan awal

- top (σ t) = -12.34 kg/cm2


b. Tegangan saat transver

(Sebelum revisi)

Momen DL + ADL = 694.50 tm

P = 1049.7 t

P.e = - 703.7 tm

Momen 1 = - 9.19 tm

Momen 2 = 407.28 tm

P/A = 90.41 kg/cm2

M1/Wa = -2.12 kg/cm2

M1/Wb = 1.99 kg/cm2

M2/Wa` = -35.31 kg/cm2

M2/Wb` = 62.49 kg/cm2

Tegangan saat servis

- slab (σ s) = 46.94 kg/cm2

- top (σ t) = -123.61 kg/cm2


(Setelah revisi)

Momen DL + ADL = 861.47 tm


P = 1049.11 t

P.e = - 708.31 tm

Momen 1 = 153.17 tm

Momen 2 = 485.91 tm

P/A = 80.76 kg/cm2

M1/Wa = 33.33 kg/cm2

M1/Wb = -31.59 kg/cm2

M2/Wa` = 35.07 kg/cm2

M2/Wb` = -67.55kg/cm2

Tegangan saat servis

- slab (σ s) = 32.78 kg/cm2

- top (σ t) = -149.16 kg/cm2


Diagram tegangan ditengah bentang

(Sebelum revisi)


2. Diagram tegangan saat servis

Pi/A = 108.28 kg/cm2

Pi/A = 108.28 kg/cm2

M/Wa = -101.81 kg/cm2 top (s t) = 6.47 kg/cm2

M/Wb = 95.50 kg/cm2 bottom (s b) = 203.78 kg/cm2

Pi/A = 90.41 kg/cm2

Pi/A = 90.41 kg/cm2

M1/Wa = 2.12 kg/cm2 M2/Wa` = 35.31 kg/cm2

M1/Wb = 1.99 kg/cm2 M2/Wb` = -62.49 kg/cm2 bottom (s b) = 29.91 kg/cm2

top (s t) = 123.61 kg/cm2

(Setelah revisi)


2. Diagram tegangan saat servis

Pi/A = 92.64 kg/cm2

Pi/A = 92.64 kg/cm2

M/Wa = -80.29 kg/cm2

M/Wb = 76.09 kg/cm2

top (s t) = 12.34 kg/cm2

bottom (s b) = 168.73 kg/cm2

Pi/A = 80.76 kg/cm2

Pi/A = 80.76 kg/cm2

M1/Wa = 33.33 kg/cm2 M2/Wa` = 35.07 kg/cm2 top (s t) = 149.16 kg/cm2

M1/Wb = 31.59 kg/cm2 M2/Wb` = -67.55 kg/cm2 bottom (s b) = 2.33 kg/cm2

3.3. Prosedur Kerja Stressing

3.3.1. Pekerjaan Instalasi

Pemasangan strand mengikuti pekerjaan pembesian balok. Tahapan pekerjaan

pemasangan strand adalah sebagai berikut :

1. Pemasangan scaffolding

2. Pemasangan formwork / bekisting

3. Pemasangan tulangan memanjang balok

4. Menentukan ordinat tendon prestress sesuai gambar kerja. Ordinat diukur dari

dasar bekisting balok ke as tendon atau bagian bawah tendon. Titik ordinat

tersebut ditandai / marking dengan menggunakan cat atau spidol.


5. Memasang support bar dengan cara mengikat support bar ke tulangan geser /

sengkang berdasarkan posisi yang telah dimarking

6. Menyambung duct sesuai dengan tipe dan panjang tendon yang direncanakan

dengan menggunakan coupler duct dan cloth tape

7. Memasukkan duct kedalam tulangan balok, kemudian duct diikat ke support bar

dengan menggunakan kawat ikat.

8. Memasang casting pada posisi angkur hidup, sebelumnya casting dipasang

terlebih dahulu pada box casting yang terbuat dari multiplek

9. Memasang bursting steel pada posisi angkur hidup dan angkur mati. Bursting

steel merupakan tambahan penulangan pada saat stressing

10. Menyambung duct ke casting dengan menggunakan cloth tape. Cloth tape

berfungsi untuk mencegah masuknya air semen kedalam duct

11. Memasukkan strand kedalam duct dengan cara menusuk strand satu persatu dari

arah angkur mati ke arah angkur hidup hingga tercapai jumlah strand sesuai

dengan rencana. Untuk tendon panjan > 50 meter maka strand dapat dimasukkan

melalui tengah bentang

12. Memasang u-plate untuk angkur mati tipe u. Sedangkan untuk angkur mati tipe-h

dapat langsung dipasang sesuai dengan posisi dalam gambar kerja

13. Memasang grout vent dan pe grout untuk lubang inlet / outlet saat grouting

14. Pembuatan stressing pocket (lubang untuk stressing) berdasarkan ukuran dan tipe

tendon stressing

15. Inspeksi bersama kontraktor dan konsultan untuk memeriksa ordinat tendon

prestress dan kelengkapan aksesorisnya

16. Persetujuan dari kontraktor / konsultan, kemudian pengecoran


3.3.2. Pekerjaan Stressing

1. Ijin pelaksanaan stressing dari Main kontraktor dengan dilampiri hasil pengujian

kuat tekan beton.

2. Pembongkaran bekisting pada stressing pocket hingga posisi casting terbuka dan

benar-benar bersih dari sisa-sisa pengecoran

3. Persiapan peralatan stressing pada titik-titik penarikan dan lampu penerangan jika

stressing dilakukan pada malam hari atau pada area yang kurang terang

4. Pemasangan platform stressing dan penggantung jack

5. Pemasangan anchor block sesuai dengan tipe tendon

6. Memasang wedges / baji pada lubang-lubang anchor block. Wedges terlebih

dahulu dilumuri dengan grease / gemuk.

7. Memasang chair dibelakang anchor block agar posisi wedges bebas pada saat

penarikan

8. Stressing jack dipasang dan dirapatkan kearah casting sehingga posisi casting,

anchor head dan stressing head rapat.

Gambar 3.12. Pekerjaan persiapan pra stressing


9. Mempersiapkan form-form pencatatan hasil penarikan, alat tulis dan kalkulator.

Kemudian menghubungkan hydraulic pump dengan power listrik untuk

pelaksanaan stressing

10. Selama stressing dicatat pembacaan manometer dan perpanjangan strand yang

terjadi pada formulir stressing.

11. Data yang tercatat dibandingkan dengan perhitungan teoritis dan ada batasan

bahwa deviasi terhadap teoritis tidak boleh lebih (+) atau kurang (-) dari 7%.

12. Jika terjadi deviasi kurang dari (-) 7%, maka llangsung diadakan penarikan ulang

tanpa melepas / menghilangkan gaya yang sudah ada. Dan jika terjadi deviasi

lebih besar dari (+) 7%, maka hasil stressing akan digambarkan pada sebuah

grafik untuk melihat penyebab terjadinya penyimpangan tersebut.

13. Hasil pencatatan stressing akan diserahkan kepada pihak konsultan pengawas

untuk dievaluasi dan pekerjaan selanjutnya baru dapat dilaksanakan setelah

pekerjaan stressing disetujui dan diterima oleh pengawas.

14. Pekerjaan selanjutnya adalah menutup anchor block / barrel dengan adukan

semen untuk persiapan pekerjaan grouting.


3.3.3. Stressing Method

Pemasangan anchor head dan baji drat

Penyetelan dongkrak

Stressing

Proses pengikatan baji drat

Gambar 3.13. Metode stressing

anchor

baji

anchor head

dongkrak


3.3.4. Pekerjaan Grouting

Grouting adalah proses pengisian rongga udara antara strand dengan duct dan

rongga pada bagian dalam casting dengan bahan grout. Tujuannya adalah untuk

menjaga bahaya korosi juga untuk mengikat strand dengan beton disekelilingnya

menjadi satu kesatuan. Digunakan campuran semen dengan air dan ditambahkan non

shrinkage additives.

1. Ijin pelaksanaan grouting

2. Persiapan material grouting diantaranya semen PC, air bersih dan additive.

Banyaknya material disesuaikan dengan komposisi yang telah disetujui

3. Persiapan lubang-lubang inlet dan outlet serta membersihkan jika ada sumbatan

pada lubang tersebut

4. Air dimasukkan kedalam mixer, disusul semen PC dan additive kemudian diaduk

hingga mencapai campuran yang homogen.

5. Grout pump dihubungkan dengan lubang inlet dengan menggunakan hose dan

selang grouting

6. Mortar grouting dipompa kedalam tendon melalui lubang inlet hingga keluar

melalui lubang outlet benar-benar kental lalu tutup lubang tersebut beberapa saat.

Gambar 3.14. Proses grouting PC U girder


7. Setelah tekanan pada manometer grout pump mencapai 5 Mpa, tekuk PE grout

pada lubang inlet dan ikat dengan kawat ikat sehingga rapat

8. Setelah hasil grouting diterima maka strand pada stressing lenght dapat dipotong

setelah 12 jam

Gambar 3.15. Pemotongan kabel strand

3.4. Prosedur Kerja Erection Girder

Erection PC U Girder dengan menggunakan sistem Portal Hoise merupakan

pengembangan dari sistem Mobile Crane, dimana karena faktor lokasi dan juga biaya

pelaksanaan maka untuk mengatasinya dengan cara membuat peralatan pengganti

Mobile Crane. Langkah-langkah untuk melaksanakan pekerjaan erection PC U

Girder dengan sistem portal hoise adalah sebagai berikut :

2.6.4. Sistem erection PC U Girder

Sistem erection PC U Girder dilakukan dengan mengangkat girder ke atas

pier jembatan layang dengan mengunakan portal hoise.


Gambar 3.16. Model portal hoise


2.6.5. Pemasangan Portal Hoise

1. Memasang kaki portal diaspal atau ditanah dengan diberi alas pondasi dengan

tinggi serta lebar portal disesuaikan dengan ukuran jembatan layang

2. Mesin gantry pengangkat memakai roda trolly dipasang diatas portal untuk

pengangkatan dan penggeseran girder

3. Pemasangan portal dilakukan oleh subkon pembuat portal hoise, hingga siap

difungsikan.

4. Portal hoise crane bisa bergerak ke arah memanjang dan arah melintang jalan.

5. Jarak Hoise crane terhadap pilar menyesuaikan titik angkat girder. Posisi portal

masing-masing berada diatas titik angkat girder.

3.4.3. Pengangkatan girder memakai gantry crane

1. Sling angkat mesin gantry crane dikaitkan ke titik angkat girder

2. Mesin gantry crane dengan tenaga motor elektrik mengangkat girder keatas pier

sampai posisi girder sejajar dengan tinggi pier

3. Pengangkatan girder dilakukan pelan-pelan, dilihat ketepatan posisinya.

4. Pengangkatan ujung-ujung girder secara bersamaan.

5. Pengangkatan girder sesuai urutan pengangkatan.

Gambar 3.17. Pengangkatan balok PC U girder


3.4.4. Menggeser girder dan menempatkan ke posisi dudukannya

1. Trolly Gantry crane dengan tenaga motor elektrik berjalan membawa girder

keatas pier

2. Girder digeser sampai pada posisi letaknya

3. Memastikan posisi girder sudah tepat pada letaknya

4. Lantai dudukan bearing harus benar-benar rata

5. Memasang bearing pad harus sesuai dengan tanda yang telah dibuat

6. Girder diturunkan pelan-pelan dan dilihat ketepatan posisinya

Gambar 3.18. Proses penggeseran balok PC U girder ketempatnya

3.4.5. Finishing dengan memasang brussing pengaman girder

1. Mengontrol ulang untuk memastikan letak serta posisi girder terpasang dengan

sempurna

2. Jika dirasa pemasangan girder sudah benar-benar sempurna maka dapat dipasang

pengaman brussing dengan menggunakan besi beton dilas antara back wall

dengan shear konektor.


3.4.6. Pemindahan alat ke pier / pilar selanjutnya

1. Menggeser portal hoise ke posisi antar pilar yang selanjutnya akan dilakukan

pekerjaan erection

2. Melakukan proses erection dari awal kembali untuk pekerjaan erection pilar

selanjutnya

Pelaksanaan pekerjaan erection di FO Amplas harus direncanakan dengan baik

sehingga berjalan dengan lancar dan aman. Dari step pekerjaan yang telah dijelaskan

diatas, maka pekerjaan erection PC U Girder pada proyek FO Amplas dilaksanakan

secara 2 tahap, yaitu :

1. Pengangkatan PC U Girder sebelah Utara

2. Pengangkatan PC U Girder sebelah Selatan

Pelaksanaan erection yang dilakukan dengan 2 tahap berfungsi agar lalu

lintas kendaraan tidak terganggu, oleh karena bentang portal hoise crane yang besar

dan menggunakan jalan sebagai tumpuannya.

Gambar 3.19. Perletakan portal hoise crane sesuai kondisi aktual

Jalur selatan

Jalur utara

Portal erection

Stok girder


Pengaturan letak balok girder untuk pekerjaan erection PC U Girder pada

tahap 1 sebelah utara dapat dilihat pada gambar 3.20

Gambar 3.20. Pengaturan lalu jalur lintas kendaraan

Stok U Girder direncanakan setengah ditempatkan di sebelah utara yaitu G3

tengah dan G4 tepi, setengah lagi ditempatkan di sebelah selatan yaitu G1 tepi dan

G2 tengah. Perletakan girder dibawah pier head untuk mengoptimalkan ruang yang

dipakai. Setelah tahap persiapan telah selesai maka pelaksanaan pekerjaan erection

PC U girder dapat dilaksanakan sebagai berikut :


a. Tahap 1 Pengangkatan PC U Girder sebelah utara

Gambar 3.21a. Pengangkatan U Girder tahap 1

1 2

3 4


Gambar 3.21b. Pengangkatan U Girder tahap 1

Pada pelaksanaan pekerjaan erection tahap 1 ini portal hoise diletakkan

diantara pier head yang akan dierection dan diletakkan lebih ke utara untuk

mengangkat girder yang berada disebelah utara. Mesin gantry digerakkan hingga

berada diatas U girder yang akan diangkat yaitu bentang tengah yang berada di tepi

stock girder (G3). Setelah dipasang sling angkat kemudian girder diangkat untuk

digeser keluar dari bawah pier head dan diangkat hingga melampaui tinggi pier head.

Kemudian girder yang diangkat digeser dengan mesin gantry ke posisi dudukannya

5 6

7 8


yaitu bentang tengah. Setelah girder berada diposisinya dan telah aman, maka

dilanjutkan untuk mengangkat girder ke dua untuk bentang tepi utara (G4) dengan

langkah yang sama.

b. Tahap 2 Pengangkatan PC U Girder sebelah selatan

Pada pelaksanaan pengangkatan girder tahap 2 di sebelah selatan, maka jalur lalu

lintas kendaraan harus diatur sesuai rencana agar pelaksanaan pekerjaan erection

dapat berjalan dengan lancar, selain itu juga agar lalu lintas lancar dan aman.

Setelah persiapan telah selesai dilanjutkan pelaksanakan erection U girder

tahap 2 sebelah selatan, yaitu sebagai berikut :

Gambar 3.22a. Pengangkatan U Girder tahap 2

1 2


Gambar 3.22b. Pengangkatan U Girder tahap 2

3 4

5 6

7 8


Gambar 3.22c. Pengangkatan U Girder tahap 2

Pada pelaksanaan pekerjaan erection tahap 2 ini portal hoise yang berada

diutara digeser ke selatan untuk mengangkat U girder sebelah selatan. Mesin gantry

digerakkan hingga berada diatas U girder yang akan diangkat yaitu bentang tengah

yang berada di tepi stock girder (G2). Setelah dipasang sling angkat kemudian girder

diangkat untuk digeser keluar dari bawah pier head dan diangkat hingga melampaui

tinggi pier head. Kemudian girder yang diangkat digeser dengan mesin gantry ke

posisi dudukannya yaitu bentang tengah. Setelah girder berada diposisinya dan telah

aman, maka dilanjutkan untuk mengangkat girder ke dua untuk bentang tepi utara

(G1) dengan langkah yang sama.

Setelah semua U girder pada bentang yang dierection telah selesai maka

dilanjutkan untuk erection pada pilar-pilar yang lain selanjutnya dengan

menggerakkan atau menggeser portal hoise ke pilar yang akan dierection

selanjutnya.

9


Gambar 3.23. Perpindahan portal hoise menuju bentang lain

Gambar 3.24. Proses erection U Girder tampak dari samping

1 2

3 4

5


3.5. Pembahasan

Pembangunan proyek Flyover Amplas merupakan pembangunan Flyover kedua

setelah Flyover Pulo Brayan di kota Medan. Kondisi kota Medan yang masih

terbilang tertinggal untuk masalah infra struktur jalan dibandingkan dengan kota

besar lain di Indonesia membuat kemunculan hal-hal baru dalam proyek terasa asing

bahkan ditelinga sebagian masyarakat awam di kota ini.

Proses pembangunan Flyover ini cukup membuat banyak gangguan dalam

perjalanan. Lebar badan jalan yang menyempit dengan kondisi badan jalan rusak

parah membuat para pegguna jalan harus rela antre berjam-jam untuk melewati

peggalan jalan ini.

Gambar 3.25. Kondisi lokasi kerja proyek Flyover Amplas

Kondisi ruang yang ada dilokasi proyek yang terbatas disebabkan oleh lahan

yang belum bebas dengan volume lalu lintas yang tinggi tanpa ada jalan alternatif

lain. Diperkirakan ruang yang ada dilokasi proyek untuk melakukan pekerjaan


erection PC U Girder adalah 600 – 800 m2 antar Pier Head. Sehingga diperlukan

metode erection yang optimal dalam penggunaan ruang.

Beberapa pekerjaan penting dalam lingkup pekerjaan pembangunan flyover ini

semakin menambah panjangnya antre-an kendaraan. Pekerjaan erection girder

misalnya, untuk pelaksanaan pekerjaan ini diperlukan lahan yang tidak kecil.

Pekerjaan Erection PC U Girder merupakan pekerjaan untuk menempatkan balok-

balok U Girder ke Pier Head. Proyek ini merupakan proyek pertama di Medan yang

menggunakan U Girder sebagai balok / beam

Metode untuk melakukan pekerjaan erection PC U Girder ini bermacam-macam

beberapa diantaranya yaitu metode launcher, metode portal hoise / gantry crane, dan

metode mobile crane. Metode erection tersebut masing-masing memiliki keuntungan

dan kelemahan baik dari segi cost, quality dan time. Pada proyek Flyover Amplas

digunakan metode erection dengan portal hoise.

Namun, proses panjang ini bertujuan akhir yang sangat masyarakat kota medan

harapkan, dengan terselesaikannya jembatan ini maka lalu-lintas di persimpangan

Amplas tidak lagi pada seperti dahulu. Pengguna jalan yang tidak perlu ke terminal

terpadu Amplas dapat menggunakan jembatan ini untuk langsung menuju jalan tol

misalnya.

3.5.1. Alasan pemilihan PC U Girder

Precast Concrete U girder merupakan desain bentuk girder yang masih baru

digunakan pada bangunan structural jembatan di Indonesia. Girder bentuk U ini

masih jarang dijumpai dikota-kota besar di Indonesia, di Jakarta jumlah flyover yang

menggunakan bentu U sebagai girder juga masih 1 unit.


Pada dasarnya perencanaan pemilihan bentu U sebagai bentuk girder merupakan

kuasa mutlak perencana (dalam proyek ini konsulta perencana adalah Departemen

Pekerjaan Umum). Dari perencana diketahui pemilihan bentuk U ini hanya

merupakan pertimbangan dari segi estetika, namun setelah dilakukan penelitian

terhadap bentuk lain ternyata ada beberapa pertimbangan sehingga bentuk U yang

digunakan dalam proyek ini. Untuk itu perlu diketahui profil bentuk girder yang

biasa digunakan pada flyover.

3.5.1.1. Steel Girder

Steel girder merupakan girder dari bahan baja yang biasanya digunakan sebagai

girder pada daerah yang tidak dimungkinkan menggunakan girder concrete.

Girder steel jarang digunakan karena selain mengeluarkan biaya pelaksanaan

pemasangan, baja juga memerlukan biaya selama perawatan dan belum termasuk

biaya galvanis. Untuk pekerjaan galvanis baja, campuran yang baik adalah

dengan proses hot dep galvanish. Cara ini lebih tahan lama mengantisipasai

korosi dibanding dengan cold dep galvanish.

Namun untuk daerah kerja yang tidak memungkinkan dilakukan pekerjaan girder

beton seperti pada persimpangan padat lalu-lintas dengan lalu-lintas yang tidak

mungkin untuk dialihkan untuk pkerjaan erection, atau daerah tengah laut, maka

steel girder merupakan alternatif akhir yang dapat diambil.


3.5.1.2. Concrete Girder

a. PC Voided Slab

Precast Concrete Voided slab merupakan girder flyover yang menggabungkan

fungsi girder sekaligus slab. Girder jenis ini biasanya digunakan pada jembatan

berbentang pendek. Dalam spesifikasi produksi diterangkan bahwa bentang

terpanjang untuk girder jenis ini adalah tidak lebih dari 17 m dengan mutu beton

800 kg/cm2.

Girder jenis ini tidak mungkin digunakan pada proyek FO Amplas, bentang

terkecil girder yang dibutuhkan pada proyek ini adalah 31.9 m.

Gambar 3.26. PC Voided Slab

b. Box girder

Box girder merupakan bentuk girder yang paling baik untuk pekerjaan flyover,

karena box girder memiliki keuntungan unik tersendiri dari bentuk girder lainnya.

Box girder dalam spesifikasi produksi tidak memiliki batasan panjang bentang.

Dalam proses tahapan pekerjaan, box girder terlebih dahulu mengalami proses

erection, dan diangkat per-segmental. Proses stressing dilakukan setelah tahapan

erection. Stressing dibagi dalam tiga tahapan:

a). Tahapan pertama adalah stressing pengikatan, tujuannya agar girder tidak

terlepas dari pier head setelah proses erection.


b). Tahapan kedua adalah stressing pemberian beban kerja pada beban prategang.

Pada tahapan ini proses stressing berfungsi juga sebagai pengikat antar

segmen box girder, dan beban kerja yang diberikan merupakan beban kerja

sebagian.

c). Tahapan ketiga adalah stressing pemberian beban kerja penuh. Pada tahap ini-

lah beban kerja penuh diperhitungkan sekaligus mengikat seluruh segmen

box girder per delatasi rencana.

Box girder sengaja dirancang mampu memikul lebar slab hingga 3 (tiga) kali

lebar pier head. Sayap atas box girder mampu memiliki lebar hingga 2 (dua) kali

lebar tutup box. Kondisi ini membuat pekerjaan pengecoran slab tidak

memerlukan perancah sehingga tidak mengganggu lalu-lintas dibawahnya.

Bentuk box girder cukup memenuhi nilai estetika pada bangunan flyover

sehingga penggunaannya mampu menambah keindahan kota, bahkan pada satu

kota di Indonesia telah menjadikan flyover dengan girder ini menjadi icon baru

kota tersebut.

Namun bentuk box girder yang sangat besar membuat pekerjaan pemindahan

girder dari pabrik (tidak mungkin cast in place) menjadi sangat rumit. Diperlukan

suatu kendaraan khusus pengangkat girder yang kendaraan tersebut tidak tersedia

dikota Medan. Jika-pun ada, maka proses pemindahan saat girder dalam

perjalanan juga akan membuat masalah lalu-lintas (macet) dikarenakan

kendaraan tersebut sangat panjang dan lambat.

Selai itu pekerjaan erection box girder memerlukan helpping support yang

pembuatannya memerlukan biaya cukup mahal. Kostruksi helpping support

berupa konstruksi portal baja dan hoise yang saat proses erection diperlukan juga


bantuan mobile/crawl crane. Penggunaan alat-alat tersebut tentu meningkatkan

biaya erection girder.

Gambar 3.27. Concrete Box girder

c. PC I girder

Precas Concrete I girder merupakan bentuk yang paling banyak digunakan untuk

pekerjaan balok flyover. Di kota Medan PC I girder digunakan sebagai beam

pada flyover Pulo Brayan. Di flyover Amplas PC I girder mungkin untuk

digunakan sebagai beam jembatan.

Profil PC I girder berbentuk penampang I dengan penampang bagian tengah lebih

langsing dari bagian pinggirnya. Penampang I memiliki bentuk ber-inersia besar,

sehingga biasanya (dari hasil analisa) merupakan penampang yang ekonomis.

PC I girder juga memiliki berat sendiri yang relatif lebih ringan per unitnya.

Dapat dilihat secara visual bahwa bentuk penampanya jauh lebih kecil dibanding

dengan PC U girder. Berat per unit girder berpengaruh besar pada metode

pekerjaan perlakuan terhadap girder. Mungkin untuk pekerjaan stressing PC I

girder juga memerlukan sistem post-tension, tetapi untuk pekerjaan erection tidak

hanya dengan portal hoise juga mobile crane dapat digunakan sebagai alat

erection. Berat sendiri PC I girder untuk tinggi penampang sama tidak lebih dari


80 ton, mobile crane kapasitas 50 ton cukup untuk digunakan dalam proses

erection girder.

Harga per-unit PC I girder lebih murah dari harga per-unit PC U girder. Hal ini

dikarenakan proses produksi yang dilakukan untuk PC I girder memiliki tingkat

kesukaran rendah, dan volume beton yang tidak terlalu banyak (dibanding

dengan bentuk lain dengan lebar bentang yang sama). Namun karena lebarnya

yang cukup kecil maka harus digunakan jumlah unit yang banyak disetiap lebar

pier ke pier. Untuk proyek FO Amplas, jika digunakan PC U girder berjumlah 4

(empat) unit maka untuk lebar pier ke pier yang sama diperlukan 8 (delapan) unit

PC I girder.

Bentuk PC I girder yang langsing akan sangat berbahaya jika bentang-nya besar.

Biasanya PC I girder ideal digunakan untuk bentang hingga 20m. PC I girder

dengan bentang lebih dari itu sangat ber-resiko baik saat proses setting stressing

maupun erection girder. Pada FO Amplas bentang girder terkecil 31.9 m, jika

digunakan PC I girder bentang 31.9 m maka saat proses setting untuk stressing

girder segmental I akan mudah terguling dan patah. Pengangkatan PC I girder

yang telah di-stressing ber-resiko besar untuk terguling dan atau patah saat proses

erection. Setelah duduk di atas bearing pad-pun harus diberi breasing yang kuat

antara unit per unit agar tidak terguling.

Selain alasan teknis diatas, bentuk ini cukup kaku dan kurang memenuhi unsur

estetika yang juga diperlukan dalam perencanaan untuk menambah keindahan

penampilan kota.


Gambar 3.28. PC I Girder

d. PC U girder

Bentuk PC U girder adalah bentuk/konsep baru yang mulai dipopulerkan

belakangan ini. Precast Concrete U Girder belum banyak digunakan sebagai

beam girder flyover. Di kota Medan baru FO Amplas yang menggunakan PC U

sebagai girder, di Jakarta juga baru 1 (satu) flyover yang menggunakan bentuk

ini.

PC U merupakan modifikasi bentuk box girder dalam bentuk dan ukuran yang

lebih kecil. Tidak seperti PC I girder yang langsing, PC U memiliki bentuk badan

yang lebih lebar namun pada bagian tengah bentang penampangnya juga cukup

langsing (untuk tinggi yang sama dengan I girder).

Menurut spesifikasi produksi girder bahwa PC U masih ideal diproduksi hingga

bentang 42 m. Bentang pier ke pier pada proyek FO Amplas minimum 31.9 m

masih ideal untuk dproduksi. Proses pekerjaan produksi yang jauh lebih rumit

dan jumlah volume beton yang banyak menjadikan harga PC U girder lebih

mahal dibandingakan PC I girder per-unit-nya.

Lebar PC U yang telah di rencanakan tidak langsing menyebabkan jumlah PC U

yang digunakan lebih sedikit jumlahnya dari pada PC I girder (hemat hingga 50%


uit PC I girder). Karena bentuk dan ukurannya yang lebih besar maka berat

sendiri per unit-nya juga lebih besar dari PC I girder.

Pada proses setting pra stressing, PC U girder lebih aman dari PC I. Karena

luasan sentuhnya lebih besar maka kecil kemungkinan PC U girder untuk

terguling. Dan saat setelah girder telah memduduki bearing pad, breasing

pengaman dapat dibuat hanya pada lokasi tertentu saja. Mobilisasi dari pabri

produksi bentu U girder terbilang mudah. Girder segmental dapat diangkat oleh

kontainer dan diturunkan oleh gantri angkat.

Bentuk PC U yang mirip dengan box girder cukup memenuhi nilai estetika

jembatan jika dibandingak dengan PC I yang kaku dan terlalu tegas, sehingga

dengan penggunaan PC U sebagai beam pada FO Amplas diharap dapat

meningkatkan keindahan kota Medan.

Seperti dijelaskan pada PC I girder, maka berat sendiri PC U girder yang

mencapai 135 ton per unit-nya membuat pemilihan metode kerja erection girder

lebih teliti. Penggunaan mobile crane tentu tidak mungkin karena diperlukan

mobile crane kapasitas 150 ton yang armada-nya tidak tersedia dikota Medan.

Penggunaan portal dan hoise harus dengan portal termodifikasi. Selain itu proses

erection yang dilakukan memakan waktu lebih lama dibandingkan dengan PC I

girder.

FO Amplas memerlukan konstruksi girder yang mampu memenuhi beban

rencana jembatan, efektif dalam pekerjaan dengan resiko pelaksanaan minimum,

ekonomis, namun tetap memenuhi nilai-nilai estetika bangunan struktural. Setelah

membandingkan kelima bentuk dan jenis girder diatas maka PC U girder sangat


efektif dan efisien penggunaanya untuk kondisi aktual lapangan yang diharapkan FO

Amplas.

3.5.2. Stressing metode post-tension oleh VSL

Sistim penarikan post tension dilakukan karena pertimbangan banyak hal, yaitu:

a. Lokasi kerja

Seperti yang telah dibahas pada sub bab yang lalu bahwa lokasi kerja pada

proyek ini amatlah terbatas. Pekerjaan penarikan pre tension memerlukan lokasi

pengecoran ditempat yang luas. Kalau-pun dilakukan dipabrik, pasti akan sangat

susah dalam mobilisasi mengingat panjang bentang girder minimum 31.9m. Jika

melihat kondisi lokasi kerja seperti ini, maka system penarikan yang paling

sesuai adalah system penarikan post tension

b. Posisi tendon

Dalam perhitungan dasar telah terlihat bahwa tendon direncanakan berbentuk

melengkung dengan persamaan parabola tendon tertentu. Bentuk ini harus

dilaksanakan sesuai dengan rencana tanpa boleh berubah. Pekerjaan penarikan

pre tension akan sulit mencapai bentuk tendon parabola. Dalam pelaksanaannya

penarikan system pre tension akan menghasilkan bentuk tendon yang lurus.

Dengan penggunaan system penarikan post tension maka bentuk tendon dapat

distel pada saat pra pengecoran girder, sehingga bentuk tendon rencana dapat

dicapai. Jadi berdasarkan bentuk tendon-nya cara penarikan yang lebih sesuai

untuk proyek ini adalah system penarikan post tension


c. Kemudahan peaksanaan

Dalam proses pengerjaan penarikan post tension, proses penarikan dapat

dilakukan di lokasi proyek, dan proses stressing dapat dilakukan tepat dibawah

lokasi kerja akan dilakukan erection girder tersebut. Artinya mobilisasi girder

yang telah selesai distressing tidak diperlukan (kecuali stressing tidak dilakukan

dekat lokasi erection) dan akan lebih mudah saat akan dilakukan erection girder.

Namun jika penarikan dilakukan secara pre tension, maka pasca penarikan dan

pengecoran harus memobilisaasi girder dari tempat yang jauh (dari tempat

pabrikasi) yang tentu akan memerlukan cost yang besar pula.

Peroses stressing dilakukan oleh VSL (Vorspann System Losinger) dengan

menggunakan metode Vorspann. Ada tiga metode stressing, yaitu:

a. Dickerhoff & Widmann AG (DYWIDAG-strand prestressing method)

b. SUSPA span beton GmbH (BBRV-SUSPA EX-30 to EX-60)

c. VORSPANN-TECHNIK GmbH (strand prestressing method VT-CMM D)

Dari ketiga metode prestressing diatas, ada beberapa perusahaan yang

menggunakannya sebagai metode kerja yaitu:

a. Freyssinet (DYWIDAG)

Freyssinet menggunakan standart kerja DYWIDAG dalam DSI (DYWIDAG

System Internasional). Bagi DSI ini yang paling penting adalah propertis

mekanik strand harus sama baiknya dengan perlindungan terhadap korosi strand

tersebut, sehingga DSI melapisi strand-nya dengan bahan pelindung yang dikenal

dengan nama Epoxi Coated Strand. Pemberian bahan coat (coating) pada strand

tidak mempengaruhi kapasitas dan efisiensi pengangkurannya. Dan untuk duct,


digunakan polythylene (PE) atau polypropylene (PP) sebagai bahan coat agar

terlindung dari karat.

Strand yang digunakan sesuai standart ASTM A 416 dan standart perhitungan

gaya mengacu pada ASTM, AASHTO, BS, Eurocode, DIN, Austrian Code, SIA,

FIP, EOTA.

Gambar 3.29. Bahan pelapis duct DSI [DSI.com]

Angker hidup dengan dua bagian ditarik diutamakan penggunaannya pada tendon

longitudinal pada balok dan jembatan. Piringan baji dan badan konik angker

selalu terrencana dengan tiga beban transfer mengenalkan gaya prestress secara

kontiniu kepada strand dengan luasan medan minimal. Separasi angker dan

piringan baji memungkinkan untuk memasukkan strand setelah pengecoran

beton. Pusat piringan baji pada angker, dirakit dan diinstalasi secara konsisten

setara dengan penegangan tanpa kesalahan.

Gambar 3.30. Angker multi strand DSI [DSI.com]


Multiplane Anchorage MA

stressing anchorage dead end anchorage

accessible not accessible

yes yes yes

coupling ultimate load [kips/kN]

from to

yes 287/1,302 2,168/9,644

pocket former for each anchorage system on request

Tabel 3.14. Angker multi strand DSI [DSI.com]

Angker mati terutama digunakan pada tendon prefabrikasi, juga mungkin untuk

merakit angker ini ditempat. Strand berubah bentuk plastik untuk memastikan

keamanan beban transfer diatas kapasitas ultimate pada daerah kepala lekat, telah

terbukti aplikasi pada saat statis sebaik saat dinamik. Tergantung syarat batas,

bentuk flat atau kepala lekatan angker yang sangat besar juga tersedia.

Gambar 3.31. Dead end anchor (angker mati) DSI [DSI.com]


Bond Head Anchorage ZF/ZR

stressing anchorage dead end anchorage

accessible not accessible

no no yes

coupling ultimate load (0.5) [kips/kN]

from to

no 41.3/184 1,115/4,961

coupling ultimate load (0.6) [kips/kN]

from to

no 58.6/261 1,582/7,037

Tabel 3.15. Dead end anchor DSI [DSI.com] Instalasi

DSI membagi dua metode memasukkan strand ke-duct-nya. Kedua metode

tersebut dibagi berdasarkan pada kondisi akses struktur dan kondisi kerja

a) Pushing

Pushing (mendorong) strand kedalam duct pada lokasi kerja merupakan

cara yang paling ekonomis dan dapat dilakukan sebelum dan sesudah

pengecoran beton. Peralatan pushing dapat menginstalasi dengan

dikendalikan oleh remote disertai pipa penghubung fleksibel pada titik

pemasukan strand. Kecepatan alat ini cukup tinggi mencapai 8m/s dan

membutuhkan lebih sedikit pekerja.


Gambar 3.32. Alat pendorong kabel strand DSI [DSI.com]

b) Pulling

Metode Pulling merupakan metode paling efektif pada struktur tertentu,

contohnya jika tulangan angker digunakan. Pada banyak kasus bundel

masuk strand ditarik kedalam duct dengan menggunakan mesin derek

bersama kabel baja

Gambar 3.33. Proses penarikan baja strand DSI [DSI.com]

c) Pre-Assemble Tendon

Proses fabrikasi tendon yang tersedia dalam bentuk kemasan koil akan lebih

ekonomis ketika tendon yang diperlukan itu pendek-pendek dan lokasi kerja

dekat. Kemasan uncoil dan mesin derek hidraulik digunakan untuk

mendukung pekerjaan instalasi metode ini.


Stressing

DSI telah mengembangkan alat dongkrak dan pompa hidraulik dari yang

standart ke alat yang lebih efisien dan ekonomis penggunaan tegangan setiap

tendon. Pompa DSI mampu menyesuaikan ukuran dan tegangan yang diberikan

terhadap berbagai ukuran tendon yang ditarik. Dongkrak DSI merupakan

dngkrak yang canggih. Didalamya terdapat budel dalam dengan pengikatan

otomatis terhadap apa yang akan ia tarik yang akan menahan strand tetap dalam

dongkrak.

Monostrand Jack Tensa 4,800/6,800/8,600 HoZ 3,000/4,000

Gambar 3.34. Dongkrak hidraulik DSI [DSI.com]

jack type 59 … (0.5”) 01 02 03 04 05 06 07 08 09 12 15 19 27 37 Mono 0.6 HoZ 950

HoZ 1,700 HoZ 3,000 HoZ 4,000 Tensa 260

Tensa 3,000 Tensa 4,800 Tensa 6,800 Tensa 8,600

Tabel 3.16. Dongkrak hidraulik DSI [DSI.com]

Untuk penggunaan hydraulic jack keperluan seperti pada proyek FO Amplas

(Strand 12 d 0.5”) adalah dimulai dari HoZ 3000


Grouting

DSI mengembangkan teknologi grouting dasar menjadi thixotropic dan grouting

plastisitas tinggi dan bahan gruting tahan lama. DSI memiliki 3 metode kerja

grouting yaitu pressure grouting, post-grouting dan vacuum grouting.

Kesimpulan

Freyssinet dan DSI memiliki alat dan metode kerja stressing post-tension sangat

canggih, namun Freyssinet dan DSI belum memiliki kantor cabang di Indonesia.

b. BBRV (SUSPA-BBR)

Sistem post-tension kabel strand metode BBRV merupakan metode yang paling

tua diantara ketiga metode diatas. Penarikan paralel kabel strand sistem post-

tension telah dikembangkan oleh BBR pada 1944 dan masih terus dikembangkan

hingga sekarang. Kabel strand berkekuatan tinggi diangkerkan secara individual

oleh alat BBR buttonheads.

Strand paralel yang mampu ditarik untuk proses post-tension oleh BBR mulai

dari 14, 22, 31, hingga 102 strand dengan diameter 7mm kabel. Ukuran tendon

dengan jumlah lain dari standart dapat dibuat dengan memodifikasi ukuran

standart-nya. Untuk ukuran tendon yang lebih besar juga dapat disediakan

sewaktu-waktu. Kabel BBR diproduksi sendiri oleh pabrik BBR.

BBR juga memiliki angker aktif (angker hidup) dan angker pasif (angker mati)

dengan tipe yang berbeda-beda. BBR memiliki dua jenis angker yatu angker

untuk pekerjaan post tension, buttonheads sebaga angker mati dan angker hidup.

Namun berbeda dengan kepala angker mati biasa, pada BBR buttonheads kabel

telah menetap pada compact anchor head.


Gambar 3.35. Buttonheads BBR [BBRV.com]

BBRV tidak memiliki kantor cabang di Indonesia, sehingga untuk penggunaan

metode ini di Indonesia sangat sulit. Selain itu material pekerjaan prestrssing

post-tension sulit didapat jika tidak ada pabrik BBR dinegara itu, hal ini

dikarenakan BBR menggunakan material yang diproduksi-nya sendiri.

c. VSL (VORSPANN)

VSL menggunakan sistem Vorspann yang dikembangkan sejak lebih dari 50

tahun yang lalu sejak tahun 1956. VSL memberi solusi dalam pekerjaan

penegangan kabel, mampu memberi sistem modern namun tetap dengan biaya

efektif pada teknologi konstruksi.

Teknologi VSL pada prinsip post-tension menghasilkan tegangan berkualitas

baik pada struktur, dan mungkin dapat menjadi bagian yang dapat berkerja

optimal dengan penggunaan yang efisien jika pengontrolan terhadap deformasi

besarnya dibawah kondisi servis. VSL menggunakan strand standart nasional

dan internasional, dan strand yang digunakan VSL mudah didapat dipasaran

negara tempat terlaksananya pekerjaan.

Untuk mencapai keberhasilan pekerjaan, VSL telah membuat kebijakan mengejar

pergerakan, kekuatan, kombinasi dan pemusatan QSE (Quality, Safety,


Environment) selemama betahun-tahun. VSL memiliki komite khusus yang fokus

mengevaluasi program tersebut. VSL juga menjaga kualitas dan keselamatan saat

kerja

Tipe Angker VSL

a) Angker mati

Lubang grouting duct

Gigi baji Cast-in angker tipe Sc

Angker blok

Gambar 3.36. Angker hidup VSL [vslin.com]

b) Angker mati

Gambar 3.37. Dead end (angker mati) VSL [vslin.com]

Karakteristik VSL multristrand system:

- Dapat menarik hingga lebih dari 55 diam 0.5” atau 0.6” strand

Lubang grouting

Spacer

Seal Duct


- Angker berbentuk lebar

- Duct baja dan plastik dari PT-PLUS (R)

- VSL HPIR grout atau bahan grouting lainnya

- Tendon diproduksi oleh pabrik

- Untuk jangka panjang tidak diperlukan penentuan tendon panjang

- Gabungan strand dalam satu tendon dikunci tiap strand-nya pada tiap titik

pengangkeran

- Stressing dilaksanakan dalam beberapa tahapan

- Peralatan sederhana namun terpercaya

Instalasi

Seperti halnya pada DSI, VSL juga membagi dua metode memasukkan strand

ke-duct-nya. Kedua metode tersebut dibagi berdasarkan pada kondisi akses

struktur dan kondisi kerja

d) Pushing

Pushing strand kedalam inlet strand pada VSL dengan menggunakan

tenaga manusia dan mesin. Pada beberapa VSL dinegara lain (German,

Austria, dll) pushing strand telah menggunakan mesin. Namun masih

banyak VSL dinegara lain seperti Indonesia yang menggunakan tenaga

manusia untuk pekerjaan pushing strand.

e) Pulling

Untuk pekerjaan tertentu yang memerlukan penarikan strand untuk

instalasi, metode pulling digunakan. Pekerjaan ini memerlukan mesin derek

untuk keperluan penarikan


f) Pre-Assemble Tendon

Pada VSL, pre-assemble dicapai dengan pemotongan kabel tendon pada

koil.

Pada penggunaan konvensional, VSL menggunakan duct baja ulir dengan tebal

minimum 0.25 mm walaupun sistem VSL PT-PLUS(R) dengan duct plastik ulir

dan plastik coupler dapat memberi keuntungan penting. Untuk pekerjaan yang

menuntut perlindungan terhadap bahaya korosi dan atau perlawanan bahaya fatiq

tendon, digunakan duct plastik. Steel duct telah diberi pelapis anti karat super,

dan duct plastik menghilangkan fatiq akibat gesekan strand dengan duct.

Stressing

Yang unik dari proses stressing VSL adalah prosedur penguncian otomatis baji

strand. Baji akan selalu berada didalam contact bersama strand selama proses

stressing, dan ketika jack dilepas maka baji akan secara otomatis terkunci pada

lubang konik kepala angker.

Dongkrak hidraulik VSL terbagi 3 (tiga) jenis yang masing masing memiliki

spesifikasi berbeda. Seperti halnya jack DSI, jack VSL juga memiliki

kemampuan untuk menyesuaikan inlet jack dengan strand yang akan ditarinya.

Gambar 3.38. Dongkrak hidraulik VSL [vslin.com]


Grouting

Untuk menghasilkan grouting kualitas tinggi harus, unsur pencampuran bahan

kimia grouting yang baik dan metode kerja grouting sangat mempengaruhi. VSL

menggunakan kombinasi mixer dan pompa dengan pengontrol kualitas grouting.

Kesimpulan

Sistem penarikan strand oleh VSL secara post-tension memiliki alat

berteknologi tinggi dan metode kerja yang baik, kantor cabang di Indonesia-pun

ada. Hal ini menjadi pertimbangan kuat pemilihan VSL sebagai perusahaan yang

memberikan jasa prestress pada FO Amplas, maupun disebagian besar pekerjaan

penegangan di Indonesia.

3.5.3. Erection dengan portal hoise

Metode erection yang akan digunakan pada proyek FO Amplas rencana awal

dengan metode mobile crane sesuai anggaran yang telah disusun, namun seiring

dengan kondisi aktual lapangan serta pertimbangan terhadap biaya, mutu dan waktu

maka metode tersebut tidak efektif untuk dilaksanakan. Hal tersebut disebabkan oleh

kondisi ruang yang sempit akibat kepadatan lalu lintas dan lahan yang belum bebas

sehingga tidak memungkinkan metode erection dengan mobile crane untuk

dilaksanakan. Selain itu produksi U girder dan pelaksanaan erection yang tidak

berurutan dan tidak kontinyu menjadi hambatan untuk pelaksanaan metode tersebut.

Pekerjaan erection PC U Girder di proyek Fly Over Amplas Medan menjadi unik

karena kondisi aktual lokasi proyek berada dilokasi aktivitas lalu lintas yang tinggi

dengan ruang yang sempit.


3.5.3.1. Alasan pemilihan metode portal hoise

Bentang terpanjang balok U Girder adalah 37,9 m dengan berat terbesar adalah

136 ton. Dimana setiap Pier Head membutuhkan balok U girder sebanyak 4-7 buah

balok. Sehingga diperlukan metode erection yang mampu menanggung beban besar

tersebut dan tetap aman digunakan.

a. Portal hoise

Penggunaan metode erection dengan portal hoise memiliki pertimbangan-

pertimbangan diatas. Metode erection ini menggunakan alat berupa portal hoise

crane dengan alat angkat berupa mesin gantry. Penggunaan alat ini apabila

disesuaikan dengan kondisi aktual proyek maka alat ini membutuhkan bentang

dengan lebar 24 m dan tinggi 11 m, serta kapasitas angkat lebih dari 80 ton.

Penggunaan alat ini memiliki keuntungan yaitu penggunaan ruang yang sesuai atau

optimal dengan kondisi lapangan yang ada. Selain itu kemudahan dalam pengaturan

posisi girder dalam pelaksanaan pekerjaan erection merupakan keunggulan dalam

memakai alat tersebut. Manuver halus yang dihasilkan dapat memperkecil resiko

bahaya. Namun alat ini memiliki kelemahan berupa tidak bebas bergerak hanya satu

arah saja. Jika dibuat maka membutuhkan biaya yang besar pula, namun apabila

dengan sistem biaya sewa perbalok metode ini menjadi efisien. Penggunaan ruang

yang optimal menjadikan metode ini menjadi efektif untuk dipilih. Waktu

pelaksanaan dengan metode ini juga optimal karena dengan kondisi kemacetan lalu

lintas metode ini masih dapat dilaksanakan, sehingga waktu kerja alat ini maksimal.


Gambar 3.39. Metode erection dengan portal hoise

Jika dibandingkan dengan metode lain, jelas metode ini yang paling sesuai.

b. Mobile crane

Metode erection dengan mobile crane yang menggunakan alat utama mobile

crane baik wheel atau crawler crane 2 (dua) unit. Dengan pemakaian 2 (dua) mobile

crane maka diperlukan koordinasi sempurna antar operator dan keahlian yang tinggi

untuk menghasilkan manuver yang tepat. Penggunaan mobile crane untuk erection

PC U girder ini akan efektif bila kondisi ruang besar / luas dengan pekerjaan yang

kontinyu tanpa idle karena sistem sewa perjam yang tinggi sesuai kontrak. Mobile

crane yang digunakan di Proyek ini direncanakan menggunakan Crawler crane

dengan kapasitas lebih dari 150 ton (Kobelco kapasitas 180 ton dan Hitachi kapasitas

150 ton), hal ini disebabkan berat PC U girder yang akan diangkat besar (136 ton).

Di Medan mobile crane dengan kapasitas tersebut belum ada sehingga harus

mendatangkan dari luar yaitu pulau Jawa, akibat biaya mobilisasi yang besar untuk

mendatangkannya maka metode ini tidak efisien biaya.


Gambar 3.40. Mobile Crane [Tadano.co.ip]

Gambar 3.41. Metode erection dengan mobile crane [suramadu.com]

c. Launcer truss

Jika digunakan metode erection dengan launcer truss, biayanya jadi semakin

tinggi. Metode erection ini menggunakan alat berupa launcher / rangkaian truss baja

dan alat angkat berupa mesin gantry crane. Alat ini memiliki kesamaan dengan portal

hoise yaitu penggunaan ruang yang optimal sehingga efektif juga untuk dilaksanakan


di kondisi aktual lapangan proyek FO Amplas. Namun menjadi tidak efisien karena

dibutuhkan biaya yang besar untuk pembuatan tumpuannya baik berupa kolom

sementara ataupun tumpuan tiang diatas pier head. Penggunaan ruang yang sesuai

tanpa menganggu aktivitas proyek maupun lingkungan apabila alat tersebut

diletakkan diatas pier head. Tetapi pembuatan tumpuan di atas pier head akan

merubah kondisi pier head rencana. Alat tersebut tidak bergerak bebas dan

pemindahannya pun beresiko tinggi serta memakan waktu yang lama. Penggunaan

metode launcher ini lebih efektif untuk digunakan pada pekerjaan erection girder

pada jembatan.

Gambar 3.42. Contoh metode erection dengan Launcher Truss [CV.Jala Sutra]

3.5.3.2. Akibat erection dari setiap metode pengangkatan

Erection PC U girder dari setiap metode pengangkatan tidak memeiliki

perbedaan akibat dari segi analisa momen yang ditimbulkan akibat pengangkatan.

Metode erection baik mobile crane, portal hiost, maupun luncher truss, memiliki

percamaan titik pengangkatan yaitu pada dua titik ujung pinggir bentang.


Letak sabuk angkat merupakan

titik pengangkatan pada metode

portal hoise

Letak sabuk angkat merupakan

titik pengangkatan pada

metode mobile crane

Letak sabuk angkat merupakan titik

pengangkatan pada metode luncher

truss

Gambar 3.43. Letak titik pengangkatan berbagai metode erection

Dari gambar diatas maka dapat diketahi bahwa momen yang ditimbulkan berat

sendiri girder saat erection:

1. Metode erection dengan portal hoise

Dari model dibawah, tumpuan pengangkatan balok girder berjarak sejauh x dari

pinggir tumpuan. Maka momen ditengah bentang:


Mtb = 1/8 QBS (L-2X)2

Gambar 3.44. Skets erection PC U girder metode portal hoise

2. Metode erection dengan mobile crane


pinggir tumpuan. Maka momen ditengah bentang:

Mtb = 1/8 QBS (L-2X)2

Gambar 3.45. Skets erection PC U girder metode mobile crane


3. Metode erection dengan luncher truss


pinggir balok. Maka momen ditengah bentang:

Mtb = 1/8 QBS (L-2X)2

Gambar 3.46. Skets PC U girder metode luncher truss

Perhitungan diatas telah membuktikan bahwa pengangkatan balok girder dengan

ketiga metode erection yang berbeda memberikan nilai momen tengah bentang yang

sama besar. Hal ini terjadi karena besar berat sendiri girder yang diangkat dan jarak

titik angkat dari pinggir girder sama.

3.5.3.3. Traffic management

Pemilihan metode erection dengan portal hoise pada proyek FO Amplas tidak

luput dari pembahasan traffic management. Lalu-lintas yang akan melalui titik

pekerjaan erection merupakan lalu-lintas ber-volume padat. Dengan adanya


pekerjaan erection girder secara otomatis akan mempengaruhi ruang gerak kendaraan

yang akan lewat.

Jalur lalu-lintas pada lokasi kerja FO Amplas dibagi dalam dua jalur, jalur utara

yaitu dari arah Amplas menuju Tanjung Morawa, dan jalur selatan yaitu dari arah

tanjung Morawa menuju Amplas. Kedua jalur yang merupakan jalur sangat padat

kendaraan itu, saat masa pekerjaan flyover pergerakan kendaraan menjadi semakin

lambat dikarenakan selain badan jalan yang sempit akibat digunakan sebagai area

kerja flyover, juga kondisi jalan yang rusak sehingga kendaraan tidak dapat melaju

dengan lancar.

Karena lokasi pekerjaan erection berada di aktifitas lalu lintas kendaraaan yang

tinggi maka proses erection girder harus dilaksanakan pada waktu ketika arus lalu

lintas yang rendah yaitu malam hari + 22.00 wib. Selain itu pengaturan jalur lalu

lintas kendaraan akan bermanfaat agar proses pekerjaan tidak terhambat sekaligus

tidak mengganggu kelancaran lalu lintas.

Rencana pengaturan lalu lintas untuk erection tahap 2 seperti pada gambar

3.47 dan telah dijelaskan pada sub-bab yang terdahulu merupakan alternatif paling

efektif untuk mengurangi panjang antrean kendaraan akibat pekerjaan erection

girder.

1. Erection PC U girder tahap 1 (jalur utara)

Untuk pekerjaan erection tahap 1 dengan daerah pengagkatan PC U girder

sebelah utara, maka penempatan portal hoise akan seperti yang diperlihatkan

pada Gambar 3.47.a. Posisi portal hoise yang melintang di badan jalan

mengakibatkan pengaturan lalu kendaraan melintas sebagai berikut:


a. Saat pekerjaan pra-erection, arus kendaraan bagian utara dapat dilalui 1 (satu)

lajur saja, sedang untuk arus kendaraan dari arah selatan tetap 2 (dua) lajur

seperti biasa.

b. Saat pekerjaan erection sedang berlangsung, lalu kendaraan pada jalur utara

ditutup, kendaraan dari jalur utara dialihkan ke jalur selatan sehingga jalur

selatan 1 (satu) lajur untuk kendaraan jalur utara dan 1 (satu) lajur untuk

kendaraan jalur selatan.

c. Setelah pekerjaan erecton tahap 1 selesai, jalur utara dibuka kembali dan

telah dapat dilalui.

Untuk lebih jelas, traffic management erection tahap 1 (satu) digambarkan

sebagai berikut:


Gambar 3.47.a. Pengaturan lalu jalur lintas kendaraan saat erection tahap 1 (utara)

2. Erection PC U girder tahap 2 (jalur selatan)

Untuk pekerjaan erection tahap 2 dengan daerah pengagkatan PC U girder

sebelah selatan, maka penempatan portal hoise akan seperti yang diperlihatkan

pada Gambar 3.47.b. Posisi portal hoise yang melintang di badan jalan

mengakibatkan pengaturan lalu kendaraan melintas sebagai berikut:

a. Saat pekerjaan pra-erection, arus kendaraan bagian selatan dapat dilalui 1

(satu) lajur saja, sedang untuk arus kendaraan dari arah utara dapat digunakan

2 (dua) lajur.

b. Saat pekerjaan erection sedang berlangsung, lalu kendaraan pada jalur selatan

dapat digunakan tetap 1 (satu) lajur, hal ini dapat terjadi karena jalur selatan

dengan badan jalan yang lebih lebar tidak perlu dilakukan sistem buka tutup

seperti pada jalur utara. Jalur utara berjalan seperti biasa.

c. Setelah pekerjaan erecton tahap 2 selesai, kedua lajur ada jalur selatan dapat

kembali digunakan.


Untuk lebih jelas, traffic management erection tahap 2 (dua) digambarkan

sebagai berikut:

Gambar 3.47b. Pengaturan lalu-lintas jalur kendaraan erection tahap 2 (selatan)


3. Proses erection P3-P4

Pier 3 dan Pier 4 berada tepat diempat persimpangan jalan, sehingga pada proses

pelaksanaan erection PC U girder pada lokasi ini diperlukan traffic management

yang baik.

a. Pekerjaan PC U pada P3 & P4 dilakukan setelah pekerjaan erection pada pier

lainnya selesai. Hal ini bertujuan untuk mengurangi kemacetan saat

pengalihan jalur.

b. Pekerjaan PC U mulai dari penurunan girder hingga erection pada P3 & P4

dilakukan pada lokasi erection, sehingga mulai dari penurunan girder

persimpangan empat tersebut sudah ditutup dan arus kendaraan yang akan

melewati persimpangan itu dialihkan ke P7 & P8. Pengalihan ke P7 & P8

beralasan karena seluruh pekerjaan struktural pier tersebut telah selesai dan

posissinya tidak jauh dari persimpangan yang dialihkan.

c. Persimpangan akan dibuka kembali setelah pekerjaan pengecoran slab pada

P3 & P4 selesai dan support begisting dapat dibuka.

Kondisi perbandingan aktual penggunaan ruang untuk pekerjaan erection

portal hoise gantry dengan mobile crane adalah sebagai berikut :

Gambar 3.48. Ruang Portal Hoise


Gambar 3.49. Ruang Mobile Crane

Posisi mobile crane berada penuh dijalan sehingga diperlukan pengalihan arus lalu

lintas, sedangkan portal hoise yang juga menggunakan badan jalan tetapi tidak perlu

melakukan pengalihan arus lalu lintas karena masih ada ruang untuk lalu lintas di

bawah portal. Penggunaan ruang mobile crane lebih besar dibanding pemakaian

ruang portal hoise crane sehingga dengan kondisi aktual lapangan proyek yang padat

lalu lintas maka metode erection dengan portal hoise lebih efektif dibandingkan

dengan menggunakan mobile crane.


BAB IV

KESIMPULAN DAN SARAN

4.1. Kesimpulan

Dari hasil analisa yang dilakukan secara teknis dan non teknis maka dapat

disimpulkan:

1. Penggunaan PC U girder dengan mutu beton pelat jembatan yang telah direvisi

(dari K-300 menjadi K-350) terbukti mampu meningkatkan kemampulayanan

jembatan untuk memikul beban rencana Mu=17,482.8 kg/cm dengan tegangan

negatif saat servis 149.16 kg/cm2 yang nilainya lebih besar dari sebelum revisi

yaitu 123.61 kg/cm2.

2. Analisa perhitungan PC U girder dalam tulisan ini hanya berlaku untuk girder

produk PT. WIKA Beton

3. Keterbatasan lahan kerja proyek pembangunan Flyover Amplas merupakan salah

satu kendala utama pekerjaan super struktur pada proyek ini. Dengan kendala

tersebut, metode kerja stressing PCU girder dengan cara post-tension dan metode

kerja erection PCU girder dengan portal hoise merupakan metode yang paling

efisien yang telah disesuaikan dengan kondisi dilapangan.


4.2. Saran

Dari kesimpulan diatas maka saran yang dapat diberikan adalah:

1. Perlu dilakukan evaluasi terhadap pekerjaan stressing girder. Meski dalam

hitungan awal girder telah mampu menerima beban struktur, namun kesalahan

dalam pelaksanaan dapat mengurangi gaya prategang-nya.

2. Perlu dilakukan analisa lebih lanjut terhadap metode kerja stressing dan erection

PCU girder untuk 5M (Material, Method, Man Power, Money, dan Machine)

lebih detail sebagai bahan perbandingan


DAFTAR PUSTAKA

Beton Wijaya Karya, PT. 2008. “Dokumentasi Produksi Girder Wika Beton Binjai”. Binjai

Burns, H. & T.Y.Lin Ned. 1993. Desain Struktur Beton Prategang. Terjemahan

Ir. Daniel Indrawan M.C.E. Jilid I. Jakarta : Erlangga Direktorat Jenderal Bina Marga Departemen Pekerjaan Umum Republik Indonesia,

Satuan Kerja Non Vertikal Tertentu Pembangunan Jalan dan Jembatan Metropolitan Medan 2008. “Dokumen Kontrak Buku 4 : Spesifikasi Teknik dan Suplemen Spesifikasi Teknik. Paket Pembangunan Fly Over Amplas-Medan”. Medan : Medan

Hadipratomo Winarni. 1986. Struktur Beton Prategang Teori dan Prinsip

Disain. Bandung : Nova Jala Sutra, PT. 2008. “Company Profile CV. Jala Sutra”. Medan Mickleborough, N.C. & R.I.Gilbert. 1990. Design of Prestressed Concrete: Spon

Press : London & New York Mulyadi. 2008. “Bahasa Indonesia Untuk Perguruan Tinggi, Kompetisi Dasar Untuk

Terampil Menulis” Medan Nawy, E.G. 2001. Beton Prategang Suatu Pendekatan Mendasar. Terjemahan

Bambang Suryoatmono. Erlangga : Jakarta. RSNI T-12-2004. Standar Nasional Indonesia Perencanaan Struktur Beton Untuk

Jembatan. Departemen Pekerjaan Umum. RSNI T-02-2005. Standar Nasional Indonesia Pembebanan Untuk Jembatan.

Departemen Pekerjaan Umum. Sunggono, K.H. 1995. Buku Teknik Sipil. Nova : Bandung.

Wijaya Karya, PT. 2008. “Booklet Presentasi Proyek Pembangunan Amplas Medan”.

Medan Wijaya Karya, PT. 2008. “Proposal Teknis PC U Girder Postension Segmental”

Medan _______________. 2008. “Sistem Manajemen K3 (OHSAS 19001)”. Jakarta

jembatan precast

Documents