upper structure design condo balikpapan

Condominium GBP Center Balikpapan 1-1

BBAABB II PPEENNDDAAHHUULLUUAANN

1.1. Umum

Laporan awal desain struktur ini menjelaskan tentang sistem struktur dan analisis struktur secara garis besar untuk Proyek Condominium GBP Cener Balikpapan. Dalam laporan ini juga dijelaskan tentang idealisasi perhitungan struktur dan beban-beban yang bekerja pada bangunan ini, baik beban gravitasi maupun beban lateral sesuai dengan spesifikasi yang diterima dan standar-standar berikut peraturan-peraturan yang digunakan untuk perancangan struktur bangunan.

1.2. Deskripsi Proyek

Condominium GBP Centre terdiri dari 2 basement, 7 lantai dan roof, berikut adalah tampak dan denahnya.

Gambar 1.1. Tampak Selatan

Gambar 1.2. Tampak Barat

Bab 1. Pendahuluan


Gambar 1.3. Tampak Utara

Gambar 1.4. Tampak Timur

Gambar 1.5. Basement 2

Bab 1. Pendahuluan


Gambar 1.6. Basement 1

Gambar 1.7. Lantai 1

Bab 1. Pendahuluan




Bab 1. Pendahuluan


Gambar 1.14. Roof 1.3. Tahapan Perencanaan

Perencanaan akan dibagi dalam dua tahapan yaitu Basic Design dan Detail Engineering Design. Laporan ini merupakan laporan Basic Design dan akan terus dikaji untuk keperluan Detail Engineering Design. Proses basic design dimulai ketika fungsi tata ruang struktur telah ditentukan, mengikuti suatu prosedur iterasi yang dirumuskan dengan baik. Perhitungan awal untuk ukuran elemen berdasarkan pembebanan gravitasi dan pembebanan lateral akibat beban angin atau gempa bumi. Penentuan luasan penampang elemen vertikal didasarkan pada semua beban dan pengurangan yang meliputi bahwa tidak semua lantai diberikan beban hidup maksimum. Ukuran awal slab dan balok biasanya didasarkan momen dan geser yang ditentukan dari salah satu metode analisa beban gravitasi. Suatu koreksi dilakukan pada defleksi horisontal maksimum, dan gaya-gaya utama pada elemen struktur menggunakan bantuan program ETABS. Jika terjadi defleksi yang berlebihan atau beberapa elemen tidak mencukupi, penyelesaianya adalah merubah ukuran elemen atau struktur. Jika beberapa elemen tertentu mendapat beban yang berlebihan, perencana dapat mengurangi kekakuannya dan mendistribusi ulang beban kepada komponen struktur yang mendapat beban lebih kecil. Prosedur analisa persiapan, koreksi dan perhitungannya diulangi sampai didapat solusi yang memuaskan. Analisa dinamis diperlukan jika beban angin atau gempa bumi menimbulkan defleksi yang berlebihan yang mengakibatkan goyangan dan kriteria kenyaman terlampaui. Pada kondisi

Bab 1. Pendahuluan


tertentu pengaruh yang mengganggu disebabkan oleh creep, penyusutan dan perbedaan temperatur harus dikoreksi. Penyempurnaan analisa dan perencanaan elemen akan disempurnakan pada tahap Detail Engineering Design atau tahap pengembangan perencanaan, pada tahap ini akan didapatkan suatu konfigurasi struktur yang baik dari segi kekuatan, ekonomis dan durability.

1.4. Filosofi dan Ruang Lingkup Perencanaan

Dalam perencanaan struktur atas dan struktur bawah suatu gedung terhadap pengaruh Gempa Rencana, struktur bawah tidak boleh gagal lebih dahulu dari struktur atas. Untuk itu, terhadap pengaruh Gempa Rencana unsur-unsur struktur bawah harus tetap berperilaku elastik penuh, tak bergantung pada tingkat daktilitas yang dimiliki struktur atasnya. Proses tahapan desain yang diuraikan di atas yang melibatkan perbedaan analisis struktur bertingkat, jangkauan yang relatif kasar dan teknik pendekatan untuk tahap awal kesuatu metode yang lebih baik dan akurasi untuk koreksi akhir pada tahap pengembangan desain. Metoda analisa yang digunakan adalah metode statis, dan diasumsikan bahwa struktur tersebut berperilaku elastis linier. Walaupun beban angin dan gempa adalah temporer secara alami, adalah praktis dan layak untuk ditampilkan pada sebagian besar desain, dengan distribusi gaya statis. Meskipun beton dan masonry bersifat non-linier, analisa elastis linier tetap penting untuk mendesain bangunan tinggi.

Condominium GBP Center Balikpapan II-1

BBAABB IIII KKRRIITTEERRIIAA PPEERREENNCCAANNAAAANN

2.1 Acuan Peraturan, Standard dan Referensi

2.1.1. Peraturan :

1 SNI Gempa Pedoman Perencanaan Ketahanan Gempa untuk Rumah

dan Gedung (SNI 1726-1989-F)

2 SNI Beban Pedoman Perencanaan Pembebanan untuk Rumah dan

Gedung (SNI 1727-1989-F)

3 SNI Beton Tata Cara Penghitungan Struktur Beton untuk Bangunan

Gedung (SK SNI T-15-1991-03)

4 Draft SNI Beton Draft Pedoman Beton 1989 (SKBI - 1.4.53.1988)

5 PBI 1971 Peraturan Beton Indonesia 1971 (NI-2)

2.1.2. Standard :

1 PUBI Persyaratan Umum Bahan Bangunan Indonesia

2 SII Standar Industri Indonesia

3 ASTM American Society for Testing and Materials

4 ACI American Concrete Institute

5 AISC American Institute of Steel Construction

6 BS British Standard

7 JIS Japanese Industrial Standard

8 UBC Uniform Building Code 1995

2.1.3. Referensi :

1 ACI Commentary Building Code and Commentary - ACI 318-83/86/89

2 Note on ACI Note on ACI 318-83/89

2.2 Filosofi Perencanaan

Pendekatan probabilitas untuk sifat-sifat struktur dan kondisi pembebanan menuju ke suatu pilosofi batasan desain, yang mana secara umum saat ini dapat diterima. Tujuan pendekatan ini adalah untuk memastikan bahwa seluruh struktur dan komponennya

Bab 2. Kriteria Perencanaan


dirancang untuk menahan akibat beban berlebihan (dengan alasan keamanan) dan deformasi yang mungkin terjadi pada saat pembangunan dan dalam masa layanan konstruksi. Keseluruhan struktur atau sebagian, dikatakan gagal ketika variasi limit state tercapai, ketika tidak ada lagi batasan yang ditentukan dalam mendesain. Dua jenis batasan yang dipertimbangkan: (1) limit state sesuai dengan beban yang menyebabkan kegagalan, mencakup ketidakstabilan: karena peristiwa kegagalan akan bersifat mencelakakan dan menyebabkan kerugian keuangan yang serius, kemungkinan kegagalan pastilah sangat rendah; dan (2) serviceability limit state, yang mana melibatkan kriteria masa layanan bangunan. Ini mempunyai kaitan dengan kekuatan bangunan untuk penggunaan yang normal terhadap keamanan dan akan menjadi lebih penting. Limit state dapat dicapai sebagai hasil suatu kombinasi acak. Sebagian faktor keamanan dipakai untuk kondisi yang berbeda yang mencerminkan kemungkinan keadaan atau kejadian tertentu dari pembebanan dan struktur ada. Tujuan yang terkandung dari perhitungan desain struktur adalah untuk memastikan bahwa kemungkinan limit state tercapai dengan nilai dibawahnya dapat diterima Bagian berikut mempertimbangkan kriteria yang dipakai khususnya dalam mendesain bangunan tinggi. 2.3 Aspek Perencanaan 2.3.1. Konfigurasi Bentuk Struktur 2.3.2. Kekuatan Dan Stabilitas Untuk ultimate limit state, kebutuhan utama dalam mendesain struktur bangunan adalah mampu dan mempunyai kekuatan yang cukup dan tetap stabil dari kemungkinan terburuk akibat gaya yang bekerja selama konstruksi dan masa layanan bangunan tersebut. Ini memerlukan suatu analisa gaya dan kekuatan yang akan terjadi pada elemen sebagai hasil kombinasi beban paling kritis, mencakup pembesaran momen (P-Delta efek). Suatu cadangan kekuatan yang cukup, menggunakan faktor pembebanan yang ditentukan, harus ditampilkan. Perhatian tertentu harus memperhatikan elemen kritis yang gagal membuktikan bencana besar dalam menginisiasikan keruntuhan progresif sebagian atau keseluruhan bangunan. Tambahan tegangan disebabkan oleh terkendalinyan perbedaan pergerakan akibat creep, penyusutan atau temperatur harus dimasukkan Sebagai tambahan, suatu koreksi harus dibuat berdasarkan kondisi kesetimbangan untuk menetapkan bahwa penerapan gaya lateral tidak akan menyebabkan keruntuhan menyeluruh pada bangunan. Tahanan momen akibat beban mati struktur bangunan harus lebih besar dibandingkan momen guling untuk stabilitas oleh suatu faktor keamanan yang bisa diterima. 2.3.3. Stiffnes dan Drift Limitation Penetapan tentang kekakuan yang cukup, terutama sekali kekakuan lateral adalah pertimbangan utama dalam mendesain bangunan tinggi untuk berbagai alasan penting.



Defleksi lateral harus dibatasi untuk mencegah pengaruh second order P-Delta akibat beban gravitasi yang mempercepat keruntuhan. Dalam hal menyangkut serviceabilitas limit state, pertama; defleksi harus cukup terjaga pada tingkat bawah untuk mengijinkan fungsi komponen non-structural seperti pintu dan elevator, kedua; untuk menghindari kesulitan dalam struktur dan mencegah kekakuan yang merugikan seperti retak yang berlebihan, menghindari distribusi ulang beban ke sekat non-load-bearing, infill, clading atau pemasangan kaca jendela, dan ketiga; struktur harus cukup kaku untuk mencegah pembesaran gerakan dinamis yang menyebabkan kegelisahan penghuni, sensitifitas peralatan. Kenyataannya, itu adalah tertentu dibutuhkan untuk berhubungan dengan ketetapan kekakuan lateral bahwa desain suatu bangunan bertingkat banyak berangkat dari bangunan rendah. Satu parameter sederhana yang mampu mengestimasi kekakuan lateral pada bangunan adalah indeks simpangan antar lantai (drift index) yang didefinisikan sebagai rasio defleksi maksimum puncak bangunan dengan tinggi total bangunan tersebut. Sebagai tambahan, nilai yang bersesuaian untuk bangunan satu tingkat, drift indeks memberikan suatu ukuran tentang deformasi berlebihan yang dilokalisir. Kontrol defleksi lateral sangat penting pada bangunan modern. Itu harus ditekankan bahwa sekalipun drift index dijaga dalam suatu batasan tertentu, seperti 1/500, tidaklah perlu mengikuti bahwa kriteria kenyamanan dinamis akan memuaskan. Permasalahan dapat muncul, sebagai contoh, jika penggabungan antara lentur dan goyangan torsional yang menuju ke arah akselerasi atau gerakan yang kompleks tidak dapat diterima. Di samping perhitungan defleksi statis, keraguan terhadap respon dinamis yang menyertakan akselerasi lateral, amplitudo, dan periode goyangan juga harus dipertimbangkan. Penetapan suatu drift indek merupakan suatu keputusan penting dalam mendesain tetapi tidak dapat diterima secara luas. Perancang kemudian berhadapan dengan pemilihan nilai yang tepat untuk digunakan. Figur yang diadopsi akan mencerminkan pemakaian bangunan, jenis kriteria desain (sebagai contoh, kondisi beban batas), bentuk konstruksi, material, termasuk substansial infill atau cladding, beban angin dan khususnya, pengalaman masa lalu tentang bangunan serupa yang sudah dibangun dengan hasil memuaskan. Pertimbangan limit-state ini memerlukan suatu perkiraan akurat terhadap defleksi lateral yang terjadi dan melibatkan suatu nilai kekakuan retak elemen, pengaruh penyusutan dan rangkak, distibusi ulang gaya yang dihasilkan dan pergerakan rotasi pada pondasi. Dalam proses desain, kekakuan joint, terutama sekali pada struktur precast dan prefabricated harus mendapat perhatian khusus untuk mengembangkan kekakuan lateral yang cukup pada struktur dan untuk mencegah kemungkinan keruntuhan progresif. Kemungkinan deformasi torsional juga tidak boleh dilewatkan. Pertimbangan perencanaan diperlukan ketika memilih nilai drift indek dan kekakuan yang cukup harus ditampilkan untuk memastikan bahwa defleksi tidak melebihi nilai dibawah kondisi beban ekstrim. Jika berlebihan, drift indeks pada struktur dapat dikurangi dengan merubah konfigurasi geometris untuk merubah tahanan beban lateral, penambahan kekakuan lentur elemen horisontal, menambah kekakuan dengan pengaku dinding atau elemen core, stiffer connection dan meratakan kemiring kolom terluar. Dalam keadaan ekstrim dimungkinkan menambahkan peredam jenis aktif maupun pasif.



2.3.4. Human Comfort Criteria Jika suatu struktur fleksibel tinggi didasarkan pada defleksi lateral atau torsional akibat fluktuasi beban angin, gerakan osilator dapat menyebabkan respon penghuni gedung, seperti kegelisahan dan kemuakan akut. Pergerakan itu mempunyai pengaruh fisiologis atau psikologis pada penghuni yang kemudian mengakibatkan suatu struktur bisa diterima atau menjadi sebaliknya, menjadi suatu yang tidak diinginkan bahkan menjadi bangunan yang sia-sia. Hingga kini tidak ada standard internasional yang bersifat universal untuk kriteria kenyamanan, walaupun mereka sudah membahasnya dan perencana harus mendasarkan kriteria disain pada suatu data penilaian yang diterbitkan. Umumnya disepakati bahwa percepatan adalah parameter utama dalam menentukan respon manusia terhadap getaran tetapi faktor lain seperti periode, amplitudo, orientasi bentuk, akustik dan visuil, dan bahkan pengalaman masa lalu dapat berpengaruh. Kurva yang tersedia memberi berbagai batas perilaku manusia seperti persepsi gerak yang melewati kesukaran bekerja sampai batas orang dapat berjalan dalam kaitannya dengan periode dan percepatan.. Suatu analisa dinamis kemudian diperlukan untuk mempredikasi respon bangunan yang dibandingkan dengan batas awal. Dari segi pandangan publik, suatu struktur bangunan harus tidak bergerak, dan demikian pergerakan yang baik dapat sungguh-sungguh diterima termasuk bangunan tinggi yang mempunyai pengaruh yang luas. Pergerakan yang berpengaruh secara psikologis dan fisiologis penghuni yang dengan demikian dapat diterima dan sebaliknya sustu struktur tidak bisa diterima menjadi sutu bangunan yang diinginkan, dengan suatu reputasi yang menghasilkan kesulitan memasarkan ruangan. Demikian tidak cukupnya untuk struktur yang layak menahan tegangan termasuk beban desain, dengan kekakuan cukup untuk mencegah pergerakan berlebihan dan kerusakan pada elemen non-structural: perancang harus memastikan juga bahwa tidak ada gerakan yang tidak diinginkan yang bisa mempengaruhi penghuni. Itu akan bersifat menjadi penghalang untuk membangun suatu bangunan yang tidak akan bergerak yang dengan jelas disebabkan oleh angin topan atau selama terjadi gempa bumi. Sebagai konsekwensi, karena beberapa gerakan tak bisa diabaikan, tujuan untuk menentukan tingkat pergerakan dan rata-rata kejadian yang keduanya ekonomis dan bisa diterima oleh penghuni gedung. 2.4 Analisis Kekuatan Penampang

Struktur bangunan dirancang agar memenuhi persyaratan daktilitas, dengan menggunakan disain kapasitas sesuai dengan prinsip balok lemah-kolom kuat (weak beam-strong column). Dengan struktur demikian, jika terjadi gempa, maka penyebaran energi ke elemen-elemen struktur dapat dengan sempurna terjadi, sehingga struktur tetap dapat bertahan terhadap serangan gempa yang lebih besar dari beban gempa rencana, tanpa mengalami kerusakan yang berarti. Daerah-daerah kritis yang sering disebut sendi plastis dirancang secara inelastis, dan keruntuhan akibat geser dihindari.



Dalam analisis kekuatan elemen struktur digunakan program aplikasi yaitu concrete design dalam program bantu ETABS dengan faktor beban dan faktor reduksi kekuatan, φ yang disesuaikan dengan SNI Beton.

Hasil keluaran program tersebut masih dikoreksi secara manual, karena ada beberapa perbedaan antara ACI dengan SNI Beton, seperti dalam merancang tulangan geser (sengkang), baik untuk balok maupun kolom. Juga diperhatikan tentang batasan seperti luas tulangan minimum dan maksimum, jarak maksimum sengkang, dan juga perbandingan antara tulangan tarik dan tekan pada satu penampang, agar penampang tersebut dapat berperilaku daktail.

2.4.1. Perencanaan Struktur Beton Bertulang Tahan Gempa

Di dalam perencanaan struktur beton bertulang tahan gempa harus memenuhi ketentuan-ketentuan sebagai berikut:

2.4.1.1. Ketentuan umum Untuk perencanaan dan konstruksi komponen struktur beton bertulang dari suatu struktur, untuk mana gaya rencana, akibat gerak gempa, telah ditentukan berdasarkan dissipasi energi di dalam daerah nonlinier dari respon struktur tersebut. Dalam hal ini beban rencana lateral dasar akibat gerakan gempa untuk suatu daerah harus diambil sesuai dengan ketentuan yang ditetapkan dalam SNI 1726-2002 tentang Tata Cara Perencanaan Ketahanan Gempa untuk Rumah dan Gedung.

a. Untuk daerah dengan resiko gempa yang rendah, ketentuan dari SNI 03-2847-2002

Pasal 3 hingga Pasal 20 tentang Tata Cara Perhitungan Struktur Beton untuk Bangunan Gedung tetap berlaku kecuali bila dimodifikasi oleh ketentuan dalam ini;

b. Untuk daerah dengan resiko gempa menengah, harus digunakan sistem rangka pemikul

momen khusus (SRPMK) atau menengah (SRPMM), atau sistem dinding struktural beton biasa atau khusus untuk memikul gaya-gaya yang diakibatkan oleh gempa;

c. Untuk daerah dengan resiko gempa yang tinggi, harus digunakan sistem rangka

pemikul momen khusus, atau sistem dinding struktural beton khusus, dan diafragma serta rangka batang;

d. Komponen struktur yang tidak direncanakan memikul gaya-gaya yang diakibatkan oleh

gempa harus direncanakan sesuai dengan ketentuan dalam ini. 2.4.1.2. Analisis dan perhitungan proporsi dari komponen struktur a. Interaksi dari semua komponen struktur dan nonstruktural yang secara nyata

mempengaruhi respons linier dan non-linier struktur terhadap gerakan gempa harus ditinjau dalam analisis;

b. Komponen kaku yang diasumsikan tidak merupakan bagian dari sistem penahan gaya lateral dapat digunakan asalkan pengaruhnya atas respon dari sistem struktur ditinjau dan diperhitungkan dalam perhitungan struktur. Konsekuensi atas keruntuhan dari



komponen struktural dan nonstruktural yang bukan merupakan bagian dari sistem penahan gaya lateral juga harus diperhitungkan.

2.4.1.3. Faktor reduksi kekuatan harus diambil sesuai dengan ketentuan menurut SNI 03-

2847 Pasal 11.3 2.4.1.4. Beton pada komponen struktur yang menahan gaya yang timbul akibat gempa

sebagai berikut: a. Kuat tekan f ‘c dari beton tidak boleh kurang dari 20 MPa; b. Kuat tekan dari beton agregat ringan yang digunakan dalam perencanaan tidak boleh

melampaui 30 MPa. 2.4.1.5. Tulangan lentur dan aksial yang digunakan dalam komponen struktur dari sistem

rangka dan komponen batas dari sistem dinding geser harus memenuhi ketentuan ASTM A 706. Tulangan yang memenuhi ASTM A615 mutu 300 dan 400 boleh digunakan dalam komponen struktur di atas bila:

a. Kuat leleh aktual berdasarkan pengujian di pabrik tidak melampaui kuat leleh yang

ditentukan lebih dari 120 MPa (uji ulang tidak boleh memberikan hasil yang melampaui harga ini lebih dari 20 MPa);

b. Rasio dari tegangan tarik batas aktual terhadap kuat leleh tarik aktual tidak kurang dari 1,25.

2.4.1.6. Tulangan yang disambung dengan sambungan mekanis terdiri dari tipe 1 dan tipe

2 sebagai berikut: a. Tipe 1 adalah sambungan mekanis yang seseuai dengan SNI 03-2847-2002 Pasal

14.14(3(2)); b. Tipe 2 adalah sambungan mekanis yang sesuai dengan SNI 03-2847-2002 Pasal

14.14(3(2)) dan harus lebih kuat daripada tulangan yang disambungkan. 2.4.1.7. Pengelasan dari sengkang, kait ikat, sisipan tulangan, atau elemen lain yang

serupa kepada tulangan longitudinal yang diperlukan dalam perhitungan perencanaan tidak diperkenankan.

2.4.2. Komponen Struktur pada Sistem Rangka Pemikul Momen Khusus (SRPMK) Komponen struktur rangka dalam menahan gaya gempa yang memiliki daktilitas penuh (R = 8,5) harus memenuhi ketentuan sebagai berikut: 2.4.2.1. Komponen struktur rangka yang mengalami beban lentur Komponen struktur rangka yang mengalami beban lentur harus memenuhi ketentuan berikut: a. Gaya aksial terfaktor yang bekerja pada komponen struktur tersebut tidak melebihi

'g c0,1 A f⋅ ⋅ , dan memenuhi ketentuan sebagai berikut:



i. Bentang bersih dari komponen struktur tidak boleh kurang dari empat kali tinggi efektifnya, kecuali untuk perangkai dinding geser;

ii. Rasio dari lebar terhadap tinggi balok tidak boleh kurang dari 0,3; iii. Lebar tidak boleh: (a). Kurang dari 250 mm; (b). Lebih dari komponen penumpu

(diukur dari bidang tegak lurus terhadap sumbu longitudinal dari komponen lentur) ditambah jarak yang tidak melebihi tiga perempat dari tinggi komponen lentur pada tiap sisi dari komponen penumpu.

2.4.2.2. Tulangan longitudinal, yaitu: a. Pada setiap irisan penampang dari suatu komponen struktur lentur tidak boleh kurang

dari

'c

sminy

fA b d

4 f= ⋅ ⋅

⋅, ( 1 )

dan tidak lebih kecil dari :

sminy

1, 4A b df

= ⋅ ⋅ ( 2 )

serta rasio tulangan ρ tidak melebihi 0,025. Sekurang-kurangnya harus ada dua batang tulangan atas dan dua batang tulangan bawah yang dipasang secara menerus;

b. Kuat lentur positif komponen struktur pada sisi muka dari kolom tidak boleh kurang

dari ½ kuat momen negatif yang disediakan pada muka tersebut. Baik kuat lentur negatif maupun kuat lentur positif pada setiap penampang di sepanjang bentang tidak boleh kurang dari ¼ kuat lentur terbesar yang disediakan pada kedua muka kolom tersebut;

c. Sambungan lewatan dari pada tulangan lentur hanya diizinkan jika ada tulangan spiral

atau sengkang tertutup yang mengikat bagian sambungan lewatan tersebut. Spasi sengkang yang mengikat daerah sambungan lewatan tersebut tidak melebihi d/4 atau 100 mm. Sambungan lewatan tidak boleh digunakan: i. Pada daerah hubungan balok-kolom; ii. Pada daerah hingga jarak dua kali tinggi balok dari muka kolom; iii. Pada tempat-tempat yang berdasarkan analisis, memperlihatkan kemungkinan

terjadinya leleh lentur akibat perpindahan lateral inelastis struktur rangka. d. Sambungan mekanis dan las yang sesuai dengan ketentuan menurut SNI 03-2847-2002

Pasal 23.2(6) dan Pasal 23.2(7(1)) boleh digunakan untuk penyambungan tulangan asal pelaksanaan penyambungan pada suatu penampang pada tiap lapis tulangan tidak lebih dari dari pelaksanaan berselang, dan jarak sumbu ke sumbu dari sambungan batang yang berdekatan tidak kurang dari 600 mm, diukur sepanjang sumbu longitudinal dari komponen struktur rangka

2.4.2.3. Tulangan transversal, yaitu: a. Sengkang tertutup harus dipasang dalam daerah berikut dari komponen lentur struktur

rangka:



i. Sepanjang dua kali tinggi balok diukur dari muka komponen struktur pendukung ke arah tengah bentang, pada kedua ujung dari komponen struktur lentur;

ii. Sepanjang dua kali tinggi balok pada kedua sisi dari suatu penampang dimana mungkin terjadi leleh lentur sehubungan dengan perpindahan lateral inelatis dari rangka.

b. Sengkang tertutup pertama harus dipasang tidak lebih dari 50 m dari muka tumpuan.

Spasi maksimum dari sengkang tertutup tersebut tidak melebihi: i. d / 4; ii. delapan kali diameter tulangan longitudinal terkecil; iii. 24 kali diameter batang tulangan sengkang tertutup; iv. 300 mm.

c. Di daerah yang memerlukan sengkang tertutup, sengkang dan sengkang ikat harus

diatur sedemikian hingga setiap sudut dan tulangan longitudinal yang berselang harus mempunyai dukungan lateral yang didapat dari sudut sebuah sengkang atau kait ikat yang sudut dalamnya tidak lebih dari 135o, dan tidak boleh ada batang tulangan yang jarak bersihnya lebih dari 150 mm pada tiap sisi sepanjang sengkang atau sengkang ikat terhadap batang tulangan yang didukung secara lateral. Jika tulangan longitudinal terletak pada perimeter suatu lingkaran, maka sengkang berbentuk lingkaran penuh dapat dipergunakan.

d. Sengkang tertutup pada komponen struktur lentur boleh dibentuk dari dua potongan

tulangan, yaitu sebuah sengkang terbuka U yang mempunyai kait 135o dengan perpanjangan sebesar 6 kali diameter (tetapi tidak kurang ari 75 mm) yang dijangkar di dalam inti yang terkekang dan satu kait silang penutup hingga keduanya membentuk suatu gabungan sengkang tertutup. Kait silang penutup yang berurutan yang mengait pada satu tulangan longitudinal yang sama harus dipasang sedemikian hingga kait 90 derajatnya terpasang berselang pada sisi yang berlawanan dari komponen struktur lentur. Bila batang tulangan longitudinal yang terikat oleh sengkang kait penutup hanya di batasi oleh pelat pada satu sisi dari komponen struktur rangka lentur, maka kait 90 derajat dari kait silang penutup tersebut harus dipasang di sisi itu.

e. Pada daerah yang tidak memerlukan sengkang tertutup, sengkang dengan kait gempa

pada kedua ujungnya harus dipasang dengan spasi tidak lebih dari d/2 pada seluruh panjang komponen struktur tersebut.

2.4.2.4. Persyaratan kuat geser a. Gaya geser rencana

Gaya geser rencana, Vu, harus ditentukan dari peninjauan gaya statik pada bagian komponen struktur antara dua muka tumpuan. Momen-momen dengan tanda berlawanan sehubungan dengan kuat lentur maksimum, Mpr, harus dianggap bekerja pada muka-muka tumpuan dan komponen struktur tersebut dibebani dengan beban gravitasi terfaktor di sepanjang bentangnya. (diilustrasikan pada Gambar 2.1. berikut).



Beban gravitasi

Mpr1

Vu Vu

Mpr2

L

Gambar 2.1. Gaya geser rencana balok SRPMK

pr1 pr2u

M M WVL 2+

= ±

Catatan:

i. Arah gaya geser Vu tergantung pada besar relatif beban gravitasi dan geser yang

dihasilkan oleh momen ujung; ii. Momen ujung Mpr didasarkan pada tegangan tarik y1,25 f⋅ , dimana yf adalah kuat

leleh disyaratkan. (Kedua momen ujung harus diperhitungkan untuk kedua arah yaitu searah jarum jam dan berlawanan arah jarum jam);

iii. Vu tidak boleh lebih kecil daripada nilai yang dibutuhkan berdasarkan hasil analisis struktur.

b. Tulangan transversal

Tulangan transversal sepanjang daerah menurut ketentuan 2.4.2.3.a di atas harus dirancang untuk memikul geser dengan menganggap Vc = 0 bila: i. Gaya geser akibat gempa yang dihitung menurut 2.4.2.4.a di atas mewakili

setengah atau lebih daripada kuat geser perlu maksimum di sepanjang daerah tersebut;

ii. Gaya aksial tekan terfaktor, termasuk akibat gempa, lebih kecil dari '

g cA f20

⋅.

2.4.2.5. Komponen struktur rangka yang mengalami beban lentur dan aksial Komponen struktur rangka yang mengalami beban lentur dan aksial harus memenuhi ketentuan sebagai berikut: a. Menerima beban aksial terfaktor lebih besar daripada '

g c0,1 A f⋅ ⋅ , dan memenuhi ketentuan sebagai berikut:



i. Dimensi penampang terkecil, diukur pada satu garis lurus yang melalui titik berat penampang, tidak boleh kurang dari 300 mm;

ii. Rasio dimensi penampang terkecil terhadap dimensi yang tegak lurus padanya tidak boleh kurang dari 0,4;

iii. Rasio tinggi antar kolom terhadap dimensi penampang kolom yang terkecil tidak boleh lebih besar dari 25. Untuk kolom yang mengalami momen yang dapat berbalik tanda, rasionya tidak boleh lebih besar dari 16. Untuk kolom kantilever rasionya tidak boleh lebih besar dari 10;

b. Kuat lentur minimum dari kolom harus memenuhi persamaan berikut:

c g6M M5

≥∑ ∑ ( 3 )

dimana: ΣMc adalah jumlah momen pada pusat hubungan balok kolom, sehubungan dengan kuat lentur nominal kolom yang merangka pada hubungan balok-kolom tersebut. Kuat lentur kolom harus dihitung untuk gaya aksial terfaktor, yang sesuai dengan arah gaya-gaya lateral yang ditinjau, yang menghasilkan nilai kuat lentur yang terkecil. ΣMg adalah jumlah momen pada pusat hubungan balok-kolom, sehubungan dengan kuat lentur nominal balok-balok yang merangka pada hubungan balok-kolom tersebut. Pada konstruksi balok-T, dimana pelat dalam keadaan tertarik pada muka kolom, tulangan pelat yang berada dalam lebar efektif pelat harus diperhitungkan dalam menentukan kuat lentur nominal balok bila tulangan tersebut terangkur dengan baik pada penampang kritis lentur. Kuat lentur harus dijumlahkan sedemikian hingga momen kolom berlawanan dengan momen balok. Persamaan ( 3 ) harus dipenuhi untuk kedua arah momen balok yang bekerja pada bidang rangka yang ditinjau.

c. Tulangan longitudinal, yaitu: c.1. Rasio tulangan ρ tidak boleh kurang dari 0,01 dan tidak boleh lebih dari 0,06, dan

pada daerah sambungan tidak boleh lebih dari 0,08;

c.2. Sambungan lewatan hanya digunakan di luar daerah sendi plastis potensial dan harus proporsikan sebagai sambungan tarik. Sambungan mekanis dan las yang sesuai dengan ketentuan SNI 03-2847-2002 Pasal 23.2(6) dan Pasal 23.2(7) boleh digunakan untuk menyambung tulangan pada sebarang tempat asal pengaturan penyambungan batang tulangan longitudinal pada satu penampang tidak lebih dari pengaturan berselang dan jarak antara sambungan adalah 600 mm atau lebih sepanjang sumbu longitudinal dari tulangan.

d. Tulangan transversal, yaitu:

d.1. Ketentuan mengenai jumlah tulangan transversal di bawah ini harus dipenuhi kecuali bila ditentukan jumlah tulangan yang lebih besar berdasarkan 2.4.2.5.c.1. dan 2.4.2.5.e. i. Rasio volumetrik tulangan spiral atau sengkang cincin, ρs, tidak boleh kurang

daripada yang ditentukan persamaan berikut:



'c

syh

0,12 ff

ρ ⋅= ( 4 )

dan tidak boleh kurang daripada persamaan berikut:

'

g cs

c yh

A f0, 45 1A f

ρ⎛ ⎞

= −⎜ ⎟⎝ ⎠

( 5 )

dengan fyh adalah kuat leleh tulangan spiral, tapi tidak boleh diambil lebih besar dari 400 MPa.

ii. Luas total penampang sengkang tertutup persegi tidak boleh kurang daripada

yang ditentukan persamaan berikut:

'gc c

shyh ch

As h fA 0,3 1f A

⎛ ⎞ ⎡ ⎤⋅ ⋅= ⋅ ⋅ −⎜ ⎟ ⎢ ⎥⎜ ⎟ ⎣ ⎦⎝ ⎠

( 6 )

'

c csh

yh

s h fA 0,09f

⎛ ⎞⋅ ⋅= ⋅⎜ ⎟⎜ ⎟

⎝ ⎠ ( 7 )

iii. Tulangan transversal harus berupa sengkang tunggal atau tumpuk. Tulangan

pengikat silang dengan diameter dan spasi yang sama dengan diameter dan spasi sengkang tertutup boleh digunakan. Tiap ujung tulangan pengikat silang harus terkait pada tulangan longitudinal terluar. Pengikat silang yang berurutan harus ditempatkan secara berselang-seling berdasarkan bentuk kait ujungnya.

iv. Bila tebal selimut beton di luar tulangan tranversal pengekang lebih dari 100

mm, tulangan transversal tambahan perlu dipasang dengan spasi tidak melebihi 300 mm. Tebal selimut di luar tulangan transversal tambahan tidak boleh melebihi 100 mm.

d.2. Tulangan transversal harus diletakkan dengan spasi tidak lebih daripada:

i. Satu per empat dari dimensi terkecil komponen struktur; ii. Enam kali diameter tulangan longitudinal; iii. Sx sesuai dengan persamaan berikut ini:

x

x350 hS 100

3−

= + ( 8 )

Dengan hx adalah jarak terkecil antar tulangan longitundinal. Nilai Sx tidak perlu lebih besar daripada 150 mm dan tidak perlu lebih kecil dari 100 mm.

d.3. Tulangan pengikat silang tidak boleh dipasang dengan spasi lebih daripada 350 mm

dari sumbu ke sumbu dalam arah tegak lurus sumbu komponen struktur.



d.4. Tulangan transversal sesuai dengan 2.4.2.5.d.1. sampai dengan 2.4.2.5.d.3. di atas harus dipasang sepanjang Lo dari setiap muka hubungan balok-kolom dan juga sepanjang Lo pada kedua sisi dari setiap penampang yang berpotensi membentuk leleh lentur akibat deformasi lateral inelastis struktur rangka. Panjang Lo tidak kurang daripada:

i. Tinggi penampang komponen struktur pada muka hubungan balok-kolom atau

segmen yang berpotensi membentuk leleh lentur untuk 'uk g cN 0,3 A f≤ ⋅ ⋅ ;

ii. Satu setengah kali tinggi penampang komponen struktur untuk '

uk g cN 0,3 A f> ⋅ ⋅ iii. Seperenam bentang bersih komponen struktur; iv. 500 mm.

d.5.Bila gaya aksial terfaktor akibat beban gempa yang bekerja pada komponen

struktur melampaui '

g c0,1 A f⋅ ⋅ dan gaya aksial tersebut berasal dari komponen struktur lainnya yang sangat kaku yang didukungya, misalnya dinding, maka kolom tersebut harus diberi tulangan transversal yang ditentukan pada 2.4.2.5.d.1. sampai dengan 2.4.2.5.d.5. di atas pada seluruh tinggi kolom.

d.6.Bila tulangan transversal yang ditentukan pada 2.4.2.5.d.1. sampai dengan

2.4.2.5.d.3. di atas tidak dipasang di seluruh panjang kolom maka pada daerah sisanya harus dipasang tulangan spiral atau sengkang tertutup dengan spasi sumbu ke sumbu tidak lebih daripada: i. Nilai terkecil dari enam kali diameter tulangan longitudinal kolom; ii. Atau 150 mm.

e. Persyaratan kuat geser

e.1. Gaya-gaya rencana Gaya geser rencana, Vu, harus ditentukan dengan memperhitungkan gaya-gaya maksimum yang dapat terjadi pada muka hubungan balok-kolom pada setiap ujung komponen struktur. Gaya-gaya pada muka hubungan balok-kolom tersebut harus ditentukan menggunakan kuat momen maksimum, Mpr, dari komponen struktur tersebut yang terkait dengan rentang beban-beban aksial terfaktor yang bekerja. (Seperti yang diilustrasikan menurut Gambar 2.2. berikut).



P

V u

V u

M p r 1

M p r 2

P

H

Gambar 2.2. Gaya geser rencana pada kolom SRPMK

pr1 pr2u

M MV

H+

=

Catatan: i. Arah gaya geser rencana, Vu, tergantung pada besar relatif beban gravitasi dan

geser yang dihasilkan oleh momen-momen ujung;

f.2. Momen-momen ujung Mpr didasarkan pada tegangan y1, 25 f⋅ . (Kedua momen ujung harus diperhitungkan untuk kedua arah, yaitu searah jarum jam dan berlawanan arah jarum jam);

g.2. Momen-momen ujung Mpr untuk kolom tidak perlu lebih besar daripada momen yang dihasilkan oleh Mpr balok yang merangka pada hubungan balok kolom. Vu tidak boleh lebih kecil daripada nilai yang dibutuhkan berdasarkan hasil analisis struktur.

e.2. Tulangan transversal pada komponen struktur sepanjang Lo yang ditentukan pada

B.2.d.4. di atas, harus direncanakan untuk memikul geser dengan menganggap Vc = 0, bila: i. Gaya geser akibat gempa yang dihitung sesuai dengan 2.4.2.5.e.1. di atas

mewakili 50% atau lebih kuat geser perlu maksimum pada bagian sepanjang Lo tersebut;

ii. Gaya tekan aksial terfaktor termasuk akibat pengaruh gempa tidak melampaui '

g cA f20

⋅.



2.4.3. Hubungan Balok-Kolom. Hubungan balok-kolom dalam perencanaan gempa harus memenuhi ketentuan sebagai berikut:

a. Gaya-gaya pada tulangan longitudinal balok di muka hubungan balok-kolom harus

ditentukan dengan menganggap bahwa tegangan pada tulangan tarik lentur adalah y1, 25 f⋅ ;

b. Kuat hubungan balok-kolom harus direncanakan menggunakan faktor reduksi kekuatan

sesuai dengan SNI 03-2847-2002 Pasal 11.3; c. Tulangan longitudinal balok yang berhenti pada suatu kolom harus diteruskan hingga

mencapai sisi jauh dari inti kolom terkekang dan diangkur sesuai dengan 2.4.3.g. di bawah untuk tulangan tarik dan SNI 03-2847-2002 Pasal 14 untuk tulangan tekan;

d. Bila tulangan longitudinal balok diteruskan hingga melewati hubungan balok-kolom,

dimensi kolom dalam arah paralel terhadap tulangan longitudinal balok tidak boleh kurang daripada 20 kali diameter tulangan longitudinal terbesar balok untuk beton berat normal. Bila digunakan beton ringan maka dimensi tersebut tidak boleh kurang dari 26 kali diameter tulangan longitudinal terbesar balok;

e. Tulangan transversal

e.1. Tulangan transversal berbentuk sengkang tertutup sesuai dengan 2.4.2.5.d. Harus dipasang di dalam daerah hubungan balok kolo, kecuali bila hubungan balok kolom tersebut dikekang oleh komponen-komponen struktur berikut;

e.2. Pada hubungan balok-kolom dimana balok-balok, dengan lebar setidak-tidaknya sebesar tiga perempat lebar kolom, merangka pada keempat sisinya, didalam daerah harus dipasang tulangan transversal setidak-tidaknya sejumlah setengah dari yang ditentukan pada 2.4.2.5d.1. di atas balok terendah yang merangka ke hubungan tersebut. Pada daerah tersebut, spasi tulangan transversal yang ditentukan 2.4.2.5.d.2.ii. di atas dapat diperbesar menjadi 150mm.

e.3. Pada hubungan balok kolom, dengan lebar balok lebih besar daripada lebar kilom, tulangan transversal yang ditentukan pada 2.4.2.5.B.2.d. di atas harus dipasang pada hubungan tersebut untuk memberikan kekangan terhadap tulangan longitudinal balok yang berada di luar daerah inti kolom, terutama bila kekangan tersebut tidak disediakan oleh balok yang merangka pada hubungan tersebut.

f. Persyaratan kuat geser

f.1. Momen lentur dan gaya geser kolom serta geser horisontal Vjh dan geser vertikal Vjv yang melewati inti balok kolom harus dievaluasi dengan analisis rasional yang memperhitungkan seluruh pengaruh dari gaya-gaya yang membentuk keseimbangan pada balok-kolom yang ditinjau, seperti Gambar 2.3. berikut.



As1

As2

Cc1 Tc1

Tb1

Tb2 Cb1

Cb2

VjhBalok

Gambar 2.3. Gaya geser horisontal pada balok-kolom

jh b1 b2 c1V T C V= ± − ( 11 ) dengan:

b1 b1 s1 yC T A fα= = ⋅ ( 12 )

b2 b2 s2 yT = C A fα= ⋅ ( 13 )

( )kap, b1 kap, b2

c1k,a k,b

M MV

0,5 h h+

=+

( 14 )

f.2. Kuat geser nominal

i. Kuat geser nominal hubungan balok-kolom tidak boleh diambil lebih besar

daripada ketentuan berikut ini untuk beton normal.

'n c j cV 0,083 f b hγ= ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ( 15 )

dengan:

γ = klasifikasi dari hubungan balok-kolom

= 20 untuk hubungan balok-kolom interior; = 15 untuk hubungan balok-kolom eksterior; = 12 untuk hubungan balok-kolom sudut (corner);

Sedangkan bj dan hc dapat diilustrasikan menurut Gambar 2.4 berikut ini.



Kolom

bc

h

bb

( )j b c

j b

b b b 2

b b h

≤ +

≤ +

Kolom

bb

h

bc

( )j b c

j b

b b b 2

b b h 2

≤ +

≤ +

Gambar 2.4. Lebar efektif bj balok-kolom g. Panjang penyaluran tulangan tarik

g.1. Panjang penyaluran Ldh untuk tulangan tarik dengan kait standar 90o dalam beton berat normal tidak boleh diambil lebih kecil daripada: i. 8db; ii. 150 mm;

iii. y bdh '

c

f dL

5,4 f

⋅=

⋅ ( 16 )

untuk diameter tulangan sebesar 10 mm hingga 36 mm.

Untuk beton ringan, panjang penyaluran tulangan tarik dengan kait standar 90o tidak boleh diambil lebih kecil daripada:

i. 10db; ii. 190 mm; iii. 1,25 kali persamaan (16) di atas.

g.2. Untuk diameter 10 mm hingga 36 mm, panjang penyaluran tulangan tarik Ld tanpa

kait tidak boleh diambil lebih kecil daripada:

i. Dua setengah kali panjang penyaluran yang ditentukan 2.4.3.g.1. di atas bila ketebalan pengecoran beton di bawah tulangan tersebut kurang daripada 300 mm;

ii. Tiga setengah kali panjang penyaluran yang ditentukan pada 2.4.3.g.1. di atas bila ketebalan pengecoran beton di bawah tulangan tersebut melebihi 300 mm.

g.3. Tulangan tanpa kait yang berhenti pada hubungan balok-kolom harus diteruskan

melewati inti terkekang dari kolom atau elemen batas. Setiap bagian dari tulangan tanpa kait yang tertanam bukan di dalam daerah inti terkekang kolom harus diperpanjang sebesar 1,6 kali;

g.4. Bila digunakan tulangan yang dilapisi epoksi, panjang penyaluran pada 2.4.3.g.1.

hingga 2.4.3.g.3. di atas harus dikalikan dengan faktor-faktor yang berlaku menurut ketentuan SNI 03-2847-2002 Pasal 12.2.(4) atau Pasal 14.5(3(6)).



2.4.4. Ketentuan-ketentuan untuk Sistem Rangka Pemikul Momen Menengah (SRPMM) Komponen struktur rangka dalam menahan gaya gempa yang memiliki daktilitas menengah harus memenuhi ketentuan sebagai berikut: 2.4.4.1. Perencanaan untuk Komponen Struktur Lentur a. Beban aksial terfaktor pada komponen struktur tidak melebihi '

g c0,1 A f⋅ ⋅ , dan memenuhi ketentuan-ketentuan sebagai berikut: i. Bentang bersih dari komponen struktur tidak boleh kurang dari empat kali tinggi

efektifnya, kecuali untuk balok perangkai dinding geser; ii. Rasio dari lebar balok terhadap tinggi balok tidak boleh kurang dari 0,25; iii. Lebar balok tidak boleh: (a). Kurang dari 200mm; (b). Lebih lebar dari komponen

penumpu (diukur dari bdang tegak lurus terhadap sumbu longitudinal dari komponen lentur) ditambah jarak yang tidak melebihi tiga perempat dari tinggi komponen lentur pada tiap sisi dari komponen penumpu.

b. Tulangan Longitudinal

b.1.Pada setiap irisan penampang dari suatu komponen struktur lentur tidak boleh kurang dari persamaan (1) dan (2) di atas serta rasio penulangan ρ tidak lebih dari 0,025.

b.2.Kuat lentur positif komponen struktur pada muka kolom tidak boleh lebih kecil dari

sepertiga kuat lentur negatifnya pada muka tersebut. Baik kuat lentur positif maupun kuat lentur negatif pada setiap irisan penampang di sepanjang bentang tidak boleh kurang dari seperlima kuat lentur yang terbesar yang disediakan pada muka-muka kolom di kedua ujung komponen struktur tersebut.

b.3.Sambungan lewatan dari tulangan lentur hanya diperbolehkan bila sepanjang

daerah sambungan lewatan tadi dipasang tulangan sengkang penutup atau tulangan spiral. Jarak maksimum dari tulangan transversal yang meliliti batang tulangan yang disambungan lewatan tidak boleh melebihi: i. d/2; ii. 200 mm.

c. Tulangan Transversal

c.1. Pada kedua ujung komponen struktur lentur tersebut harus dipasang sengkang tertutup sepanjang jarak dua kali kali tinggi komponen struktur diukur dari muka perletakan ke arah tengah bentang;

c.2. Sengkang tertutup pertama harus dipasang pada jarak tidak lebih daripada 50 mm

dari muka perletakan. Spasi maksimum sengkang tidak melebihi:

i. d/4; ii. Sepuluh kali diameter tulangan longitudinal terkecil; iii. 24 kali diameter sengkang;



iv. 300 mm; v. y s, t3 f A b⋅ ⋅ , dimana As,l adalah luas satu kaki dari tulangan transversal, b

adalah lebar badan balok dan fy adalah kuat leleh tulangan longitudinal (MPa).

c.3. Di daerah yang memerlukan sengkang tertutup, sengkang dan sengkang ikat harus diatur sedemikian hingga setiap sudut dan tulangan longitudinal yang berselang harus mempunyai dukungan lateral yang didapat dari sudut sebuah sengkang atau kait ikat yang sudut dalamnya tidak lebih dari 135o, dan tidak boleh ada bataing tulangan yang jarak bersihnya lebih dari 150 mm pada tiap sisi sepanjang sengkang atau sengkang ikat terhadap batang tulangan yang didukung secara lateral. Jika tulangan longitudinal terletak pada perimeter suatu lingkaran, maka sengkang berbentuk lingkaran penuh dapat dipergunakan;

c.4. Di daerah yang tidak memerlukan sengkang tertutup, sengkang harus dipasang

dengan spasi tidak lebih dari d/2 pada seluruh panjang komponen struktur tersebut;

c.5. Sengkang tertutup pada komponen struktur lentur boleh dari dua potongan tulangan, yaitu sebuah sengkang terbuka U yang mempunyai kait 135-derajat dengan perpanjangan sebesar enam kali diameter (tetapi tidak kurang 75 mm) yang dijangkar di dalam inti yang terkekang dan satu kait silang penutup hingga keduanya membentuk satu gabungan sengkang tertutup. Kait silang penutup yang berurutan yang mengait pada satu tulangan longitudinal yang sama harus dipasang sedemikian hingga kait 90 derajat terpasang berselang pada sisi yang berlawanan dari komponen struktur lentur. Bila batang tulangan longitudinal yang terikat oleh sengkang kait penutup hanya dibatasi oleh pelat pada satu sisi dari komponen struktur rangka lentur, maka kait 90 derajat dari kait silang penutup silang tersebut harus dipasang di sisi itu.

2.4.4.2. Perencanaan untuk Komponen Struktur Lentur dan Aksial a. Beban aksial terfaktor pada komponen struktur melebihi '

g c0,1 A f⋅ ⋅ , dan memenuhi kondisi sebagai berikut: i. Dimensi penampang terpendek, diukur pada satu garis lurus yang melalui titik

berat penampang, tidak boleh kurang dari 250 mm; ii. Rasio dimensi penampang terpendek dihitung terhadap dimensi tegak lurus

padanya tidak boleh kurang dari 0,4; iii. Rasio antara tinggi kolom terhadap dimensi penampang kolom yang terpendek

tidak boleh lebih besar dari 25. b. Tulangan longitudinal

i. Rasio tulangan ρ tidak boleh kurang dari 0,01 dan tidak boleh lebih dari 0,06 dan 0,08 pada daerah sambungan;

ii. Sambungan lewatan hanya digunakan di luar daerah sendi plastis potensial dan harus proporsikan sebagai sambungan tarik. Sambungan mekanis dan las yang sesuai dengan ketentuan SNI 03-2847-2002 Pasal 23.2(6) dan Pasal 23.2(7) boleh digunakan untuk menyambung tulangan pada sebarang tempat asal pengaturan



penyambungan batang tulangan longitudinal pada satu penampang tidak lebih dari pengaturan berselang dan jarak antara sambungan adalah 600 mm atau lebih sepanjang sumbu longitudinal dari tulangan.

c. Tulangan Transversal

c.1. Pada seluruh tinggi kolom harus dipasang tulangan transversal menurut ketentuan SNI-2847-2002 Pasal 13.1 hingga Pasal 13.5 kecuali bila diperlukan suatu jumlah yang lebih besar menurut ketentuan 2.4.4.2.c.2. berikut;

c.2. Tulangan transversal boleh terdiri dari sengkang tertutup tunggal atau majemuk

atau menggunakan kait silang penutup dengan diameter dan spasi yang sama dengan diameter dan spasi yang ditetapkan untuk sengkang tertutup. Setiap ujung dari kait silang penutup yang berurutan harus diatur sehingga kait ujungnya terpasang berselang sepanjang tulangan longitudinal yang ada. Tulangan transversal harus dipasang dengan spasi tidak melebihi: i. Setengah dari dimensi komponen struktur yang terkecil; ii. Lebih kecil atau sama dengan 10 kali diameter tulangan memanjang; iii. Lebih kecil atau sama dengan 200 mm.

c.3. Pada setiap muka joint dan pada kedua sisi dari setiap penampang dari rangka harus

dipasang tulangan transversal dengan jumlah sesuai dengan jumlah seperti yang ditentukan dalam 2.4.4.2.c.1 dan 2.4.4.2.c.2 di atas, sepajang Lo dari muka yang ditinjau. Panjang Lo tidak boleh kurang dari:

i. Tinggi komponen dimensi struktur untuk '

uk g cN 0,3 A f≤ ⋅ ⋅ ;

ii. Satu setengah kali tinggi komponen dimensi struktur untuk 'uk g cN 0,3 A f> ⋅ ⋅ ;

iii. Seperenam tinggi bersih kolom; iv. 450 mm.

c.4. Bila gaya tekan aksial terfaktor yang berhubungan dengan pengaruh gempa yang

bekerja pada komponen struktur nilainya melampaui 'g c0,1 A f⋅ ⋅ , maka pada seluruh

tinggi kolom yang berada dibawah ketinggian dimana terjadi pengakhiran komponen struktur kaku dan yang memikul reaksi dari komponen struktur kaki yang terputus tadi, misalnya dinding, harus diberi tulangan transversal seperti yang ditentukan oleh 2.4.4.2.c.1. dan 2.4.4.2.c.2. di atas, harus menerus ke dalam dinding paling tidak sejarak panjang penyaluran dari tulangan longitudinal kolom yang terbesar pada titik pemutusan. Bila kolomnya berakhir pada suatu pondasi telapak atau pondasi rakit, maka tulangan transversal yang memenuhi 2.4.4.2.c.1. dan 2.4.4.2.c.2. di atas harus menerus paling kurang 300 mm ke dalam pondasi tersebut.

d. Dinding diafragma dan rangka batang struktural

d.1.Tulangan: i. Rasio tulangan untuk dinding struktural tidak boleh kurang dari ketentuan SNI

03-2847 Pasal 16.3. di bawah. Spasi tulangan pada tiap arah tidak boleh melebihi 450 mm. Tulangan yang dipasang untuk mendapatkan kuat geser

harus menerus dan harus didistribusikan pada seluruh bidang geser;



ii. Bila tebal dinding lebih besar atau sama dengan 200 mm, dan atau bila nilai gaya geser terfaktor yang bekerja pada suatu bidang dinding melampui

'cp cA f 6⋅ , maka pada dinding tersebut paling sedikit harus dipasang dua lapis

tulangan; iii. Komponen struktur rangka batang, strat, struktur pengikat, dan komponen

struktur pengumpul yang mengalami tegangan tekan lebih dari 'c0, 2 f⋅ harus

diberi tulangan transversal khusus, seperti yang ditentukan pada 2.4.4.2.c.1. di atas, untuk seluruh panjang komponennya; Tulangan transversal khusus tersebut boleh dihentikan pada suatu penampang di mana tegangan tekan yang didapat dari perhitungan lebih keci dari '

c0,15 f⋅ . Tegangan harus dihitung untuk gaya terfaktor menggunakan suatu model elastis linear dan sifat penampang bruto dari komponen struktur ditinjau;

iv. Semua tulangan yang menerus dalam komponen struktural dinding, diafragma, rangka batang, strut, struktur pengikat, chord, dan komponen struktur pengumpul struktural harus dijangkar atau disambung sesuai dengan ketentuan SNI 03-2847-2002 Pasal 14.

d.2.Komponen struktur pembatas untuk dinding dan diafragma struktural

i. Pada batas dan sekeliling sisi-sisi bukaan dari dinding diafragma struktural dimana tegangan serta terluar maksimum, akibat gaya terfaktor dimana sudah termasuk pengaruh gaya gempa, melampaui '

c0, 2 f⋅ harus dipasang komponen struktur pembatas, kecuali bila seluruh komponen struktur dinding atau diafragma telah diperkuat hingga memenuhi ketentuan tulangan transversal c.1. dan c.2. di atas, komponen struktur pembatas boleh dihentikan pada daerah dimana tegangan tekan yang didapat dari perhitungan lebih kecil dari '

c0,15 f⋅ . Tegangan harus dihitung untuk gaya terfaktor menggunakan suatu model elatis linier dan sifat penampang bruto;

ii. Komponen struktur pembatas, bila diperlukan, harus mempunyai tulangan transversal seperti yang ditentukan dalam tulangan transversal 2.4.4.2.c.1. dan 2.4.4.2.c.2. di atas;

iii. Komponen struktur pembatas dari dinding struktural harus diproporsikan untuk memikul seluruh beban gravitasi terfaktor yang bekerja pada dinding, termasuk beban tributari dan berat sendiri, dan juga gaya vertikal yang diperlukan untuk menahan momen guling yang dihitung dari gaya terfaktor yang berhubungan dengan pengaruh gaya gempa;

iv. Komponen struktur pembatas dari diafragma struktural harus diproporsikan untuk menahan jumlah dari gaya tekan yang bekerja di dalam bidang diafragma dan gaya yang didapat dengan membagi momen terfaktor pada penampang dengan jarak antara sisi sisi diafragma pada penampang tersebut;

v. Tulangan transversal di dalam dinding yang mempunyai komponen struktur pembatas harus dijangkarkan ke dalam inti terkekang dari komponen struktur pembatas untuk memungkinkan terjadinya pengembangan tegangan leleh tarik dari tulangan transversal tersebut;

vi. Jarak antara tulangan vertikal tidak boleh diambil lebih dari 200 mm di dalam daerah ujung sepanjang Lo dan 300 mm di luar daerah ujung sepanjang Lo;



vii. Jarak antar tulangan di luar daerah ujung Lo tidak boleh diambil lebih dari tiga kali tebal dinding, seperlima lebar dinding dan 450 mm;

viii. Jarak antar tulangan horisontal di dalam daerah ujung Lo tidak boleh diambil lebih dari 200 mm;

ix. Panjang daerah ujung Lo tidak boleh diambil kurang dari lebar dinding, seperenam dari tinggi dinding dan tidak perlu lebih besar dari dua kali lebar dinding.

e. Semua siar pelaksanan di dalam dinding dan diafragma harus memenuhi ketentuan

yang berlaku dan permukaan temu harus dikasarkan sesuai dengan ketentuan yang ditetapkan menurut SNI 03-2847-2002 Pasal 13.7(9).

2.4.4.3. Persyaratan Kuat Geser a. Kuat geser rencana, Vu, akibat beban lentur, beban lentur dan aksial dapat dihitung

akibat termobilisasinya kuat lentur nominal komponen struktur pada setiap ujung bentang bersihnya dan gaya lintang akibat beban gravitasi terfaktor, (Seperti yang dilukiskan dalam Gambar 2.5), atau

b. Gaya geser rencana maksimum yang diperoleh dari kombinasi beban rencana termasuk

pengaruh beban gempa, E, dimana nilai E diambil sebesar dua kali nilai yang ditentukan dalam peraturan perencanaan gempa.

( )D L3 1,2W 1,6W4

+

Mnl Mnr

( )nl nru D L n

n

M M 3V 1,2W 1,6W LL 8+

= + + ⋅

Gaya lintang balok

Pu

Pu

Mnt

Mnl

hn

Ln

Gaya lintang kolom

nt nbu

n

M MVh+

=

Gambar 2.5. Gaya geser rencana untuk SRPMM



c. Tulangan transversal dalam komponen struktur rangka sebagai berikut: i. Untuk menentukan tulangan transversal perlu di dalam komponen struktur rangka

akibat gempa dihitung berdasarkan c0,5 V⋅ yang ditentukan menurut SNI 03-2847-2002 Pasal 13 untuk lokasi sepanjang d dari muka kolom dan juga sepanjang daerah ujung dari kolom. Untuk daerah di luar daerah tersebut kontribusi Vc tetap diperhitungkan sesuai dengan ketentuan SNI 03-2847-2002 Pasal 13.

ii. Sengkang atau sengkang pengikat yang diperlukan untuk menahan geser harus merupakan sengkang tertutup yang dipasang pada seluruh panjang komponen struktur seperti yang ditentukan menurut ketentuan 2.4.4.2.b. dan 2.4.4.2.c.1. di atas.

d. Kuat geser dari dinding dan diafragma struktur

i. Kuat geser nominal dari dinding dan diafragma struktural harus ditentukan menurut SNI 03-2847-2002 Pasal 13;

ii. Dinding (diafragma) harus memiliki tulangan geser yeng tersebar yang memberikan perlawanan dalam dua arah yang saling tegak lurus dalam bidang dinding (diafragma). Bila rasio w wh l tidak melebihi 2,0 rasio tulangan, ρ, tidak boleh kurang dari rasio tulangan nρ .

Condominium GBP Center Balikpapan III-1

BBAABB IIIIII DDAATTAA PPEERREENNCCAANNAAAANN

3.1. Material Konstruksi Secara garis besar ada empat material pokok yang digunakan pada proyek Condominium GBP Centre Balikpapan ini, yaitu :

1. beton 2. baja tulangan dan 3. baja profile

3.1.1. Beton Beton pada komponen struktur yang menahan gaya yang timbul akibat gempa sebagai berikut:

a. Kuat tekan fc’ dari beton tidak boleh kurang dari 20 MPa; b. Kuat tekan dari beton agregat ringan yang digunakan dalam perencanaan tidak

boleh melampaui 30 MPa. Mutu beton yang digunakan pada berbagai elemen struktur pada bangunan condominium GBP Centre Balikpapan ini adalah beton kelas K-250 dengan karakteristik sebagai berikut : σk = 25 MPa fc’ = 20.75 Mpa Ec = 21443 MPa 3.1.2. Baja Tulangan Tulangan lentur dan aksial yang digunakan dalam komponen struktur dari sistem rangka dan komponen batas dari sistem dinding geser harus memenuhi ketentuan ASTM A 706. Tulangan yang memenuhi ASTM A615 mutu 300 dan 400 boleh digunakan dalam komponen struktur di atas bila:

a. Kuat leleh aktual berdasarkan pengujian di pabrik tidak melampaui kuat leleh yang ditentukan lebih dari 120 MPa (uji ulang tidak boleh memberikan hasil yang melampaui harga ini lebih dari 20 MPa);

b. Rasio dari tegangan tarik batas aktual terhadap kuat leleh tarik aktual tidak kurang dari 1,25.

Baja tulangan yang digunakan pada semua elemen struktur adalah baja dengan spesifikasi sebagai berikut : Tegangan leleh : diameter ≤ 12 mm : BJTP-24, fy = 240 MPa diameter ≥ 13 mm : BJTD-40, fy = 400 MPa

Modulus Young (E) : 200000 MPa

Bab 3. Data Perencanaan


3.1.3. Baja Profile dan Pelat Baja profile dan pelat yang akan digunakan harus memenuhi persyaratan sebagai berikut: Grade : SS400 Tegangan Leleh Minimum : 240 MPa Tegangan ultimate Minimum : 370 MPa

Modulus elastisitas : 200000 MPa 3.2. Beban Perencanaan

Pada daerah gempa, beban inertia dari goyangan pada dasar bangunan dapat melebihi akibat beban angin, yang selanjutnya berpengaruh besar dalam bentuk struktural bangunan, desain dan biaya. Sebagai masalah inertia, respon dinamis bangunan memainkan peranan penting dan dalam mengestimasi pembebanan efektif struktur. Kecuali beban mati, pembebanan pada bangunan tidak dapat diprediksi secara akurat. Ketika beban hidup dapat diantisipasi dengan pendekatan pengujian lapangan, beban angin dan gempa adalah bukan merupakan angka-angka pasti, sehingga akan lebih sulit untuk diprediksi secara tepat. Penggunaan teori probabilitas akan sangat membantu, dalam pendekatan untuk menghitung pembebanan akibat angin dan gempa. 3.2.1. Beban Gravitasi

Besarnya beban-beban tersebut dapat dilihat pada tabel rencana pembebanan sebagai

berikut :

Beban Mati : Beton : 24.0 kN/m3 Finishing 1.0 kN/m2 Mechanical & Electrical (ME) 0.3 kN/m2 Dinding bata 15 cm penuh : 2.5 kN/m2 Dinding bata 15 cm tidak penuh 1.5 kN/m2 Mesin Lift Sesuai spesifikasi Beban Hidup : Condominium/Apartement 2.5 kN/m2 Tangga 3.0 kN/m2 Balkon 3.0 kN/m2

3.2.2. Beban Gempa

Untuk perencanaan dan konstruksi komponen struktur beton bertulang dari suatu struktur, untuk mana gaya rencana, akibat gerak gempa, telah ditentukan berdasarkan dissipasi energi di dalam daerah nonlinier dari respon struktur tersebut. Dalam hal ini beban rencana lateral dasar akibat gerakan gempa untuk suatu daerah harus diambil sesuai dengan ketentuan yang ditetapkan dalam SNI 1726-2002 tentang Tata Cara Perencanaan Ketahanan Gempa untuk Rumah dan Gedung.



Struktur Condominium GBP Centre Balikpapan ini direncanakan terhadap beban gempa dengan return period 500 tahun sesuai dengan peraturan kegempaan yang berlaku pada saat sekarang ini. Berdasarkan peta tersebut, spectra percepatan di batuan dasar untuk wilayah Balikpapan adalah 0.05g – 0.15g seperti tampak pada gambar berikut ini.

Gambar 2.1. Peta Gempa Indonesia Langkah selanjutnya adalah penentuan factor amplifikasi yang akan mengikuti prosedur seperti yang diatur pada UBC’97. Untuk keperluan preliminary design maka percepatan spektra rencana adalah 0.15g. Dengan demikian respon spektra rencana di permukaan tanah adalah sebagai berikut :

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

0.35

0.4

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5

Perioda (detik)

Sa

(g)

Gambar 2.2. Respon Spektra Balikpapan (Kondisi Tanah Sedang)



Beban gempa terdiri dari gaya inersia massa bangunan yang diakibatkan oleh goyangan seimik pada pondasi bangunan tersebut. Tahanan gempa didesain untuk menahan translasi gaya-gaya inersia, yang pengaruhnya pada bangunan sangat signifikan dibandingkan komponen goyangan vertikal lainnya. Kerusakan lain akibat gempa yang mungkin muncul, seperti longsor, penurunan sub sidence, patahan aktif dibawah pondasi ataupun liquifaksi akibat getaran. Gangguan ini bersifat lokal dan dapat menjadi besar sehingga kemungkinannya disarankan untuk pemilihan lokasi bangunan. Ketika gempa terjadi, intensitasnya dihubungkan dengan frekwensi kejadiannya. Gempa yang merusak jarang terjadi, tetapi yang sedang/moderat lebih sering terjadi, dan yang paling kecil sangat sering terjadi. Walaupun dapat didesain suatu bangunan yang menahan gempa yang paling merusak tanpa kerusakan yang berarti, mau tidak mau kebutuhan akan kekuatan bangunan selama masa layanan tidak membenarkan biaya tambahan yang besar. Konsekuensinya, filosofi umum untuk mendesain bangunan tahan gempa didasarkan pada prinsip, yaitu:

1. menahan gempa kecil tanpa kerusakan; 2. menahan gempa sedang/moderat tanpa kerusakan struktural tetapi menerima

kemungkinan kerusakan non-structural 3. tahanan rata-rata gempa dengan probabilitas struktur seperti halnya kerusakan

non-structural, tetapi tidak roboh Beberapa penyesuaian dibuat berdasatkan prinsip-prinsip diatas sebagai pengenalan bahwa bangunan dengan suatu fungsi penting tertentu harus dapat menahan kejadian gempa yang lebih kuat lagi. Besarnya beban gempa adalah hasil respon dinamis bangunan terhadap goyangan pada pondasi. Untuk memprediksi beban seismis, ada dua pendekatan umum yang digunakan, dimana dengan memperhatikan catatan kejadian gempa masa lalu didaerah tersebut dan sifat-sifat struktur. Pendekatan pertama, prosedur gaya lateral ekuivalen, menggunakan suatu estimasi sederhana terhadap periode alami bangunan dan antisipasi percepatan maksimum permukaan, bersamaan dengan faktor-faktor relevan lainnya dalam menentukan geser dasar maksimum. Pembebanan horisontal ekuivalen untuk gaya geser ini kemudian didistribusikan dengan bebarapa cara yang ditentukan melalui ketinggian bangunan sebagai suatu analisa statis struktur. Gaya-gaya desain yang digunakan dalam analisa statis ini harus lebih kecil dari gaya aktual yang ada pada bangunan. Pertimbangan untuk menggunakan gaya desain yang lebih kecil termasuk potensi kekuatan bangunan ditetapkan oleh tingkatan working stress, redaman ditetapkan oleh komponen bangunan dan reduksi gaya akibat daktilitas efektif elemen struktur yang melebihi batas elastis. Metode yang cepat dan sederhana dan direkomendasikan untuk bangunan tinggi tanpa pengecualian dari aturan-aturan struktur. Ini juga bermanfaat untuk desain awal bangunan tinggi. Pendekatan kedua, prosedur berdasarkan analisa modal dimana frekuensi modal struktur dianalisa dan kemudian digunakan untuk estimasi respons modal maksimum. Kombinasi



ini untuk mendapatkan nilai respon maksimum. Prosedur ini lebih kompleks dan lama daripada prosedur gaya lateral ekuivalen tetapi lebih akurat seperti halnya pendekatan prilaku non-linier dari struktur. 3.2.3. Kombinasi Pembebanan

Ada dua group kombinasi pembebanan yang ditinjau, yang pertama adalah kombinasi pembeban yang berkaitan dengan kekuatan dan kemampuan layan pada struktur yang dihitung menurut ketentuan SNI 03-2847-2002 Pasal 11 (kondisi ultimate limit state), sedangkan kombinasi pembebanan group yang kedua adalah berdasarkan kondisi service limit state. Kombinasi pembebanan group kedua ini digunakan untuk perencanaan struktur bawah (fondasi). Kondisi Ultimate Limit State (ULS) : 1. 1.2DL + 1.6LL

2. 1.05(DL + 0.3LL + EQX1 + 0.3EQY1)

3. 1.05(DL + 0.3LL + EQX2 + 0.3EQY2)

4. 1.05(DL + 0.3LL + 0.3EQX1 + EQY1)

5. 1.05(DL + 0.3LL + 0.3EQX2 + EQY2)

6. 1.05(DL + 0.3LL - EQX1 + 0.3EQY1)

7. 1.05(DL + 0.3LL - EQX2 + 0.3EQY2)

8. 1.05(DL + 0.3LL - 0.3EQX1 + EQY1)

9. 1.05(DL + 0.3LL - 0.3EQX2 + EQY2)

10. 1.05(DL + 0.3LL + EQX1 - 0.3EQY1)

11. 1.05(DL + 0.3LL + EQX2 - 0.3EQY2)

12. 1.05(DL + 0.3LL + 0.3EQX1 - EQY1)

13. 1.05(DL + 0.3LL + 0.3EQX2 - EQY2)

14. 1.05(DL + 0.3LL - EQX1 - 0.3EQY1)

15. 1.05(DL + 0.3LL - EQX2 - 0.3EQY2)

16. 1.05(DL + 0.3LL - 0.3EQX1 - EQY1)

17. 1.05(DL + 0.3LL - 0.3EQX2 - EQY2)

18. 0.9(DL + EQX1 + 0.3EQY1)

19. 0.9(DL + EQX2 + 0.3EQY2)

20. 0.9(DL + 0.3EQX1 + EQY1)

21. 0.9(DL + 0.3EQX2 + EQY2)

22. 0.9(DL - EQX1 + 0.3EQY1)

23. 0.9(DL - EQX2 + 0.3EQY2)

24. 0.9(DL - 0.3EQX1 + EQY1)

25. 0.9(DL - 0.3EQX2 + EQY2)



26. 0.9(DL + EQX1 - 0.3EQY1)

27. 0.9(DL + EQX2 - 0.3EQY2)

28. 0.9(DL + 0.3EQX1 - EQY1)

29. 0.9(DL + 0.3EQX2 - EQY2)

30. 0.9(DL - EQX1 - 0.3EQY1)

31. 0.9(DL - EQX2 - 0.3EQY2)

32. 0.9(DL - 0.3EQX1 - EQY1)

33. 0.9(DL - 0.3EQX2 - EQY2)

Kondisi Service Limit State : 1. DL + LL < R

2. DL + 0.5LL + EQX1 + 0.3EQY1 < 1.5 R

3. DL + 0.5LL + EQX2 + 0.3EQY2 < 1.5 R

4. DL + 0.5LL + 0.3EQX1 + EQY1 < 1.5 R

5. DL + 0.5LL + 0.3EQX2 + EQY2 < 1.5 R

6. DL + 0.5LL - EQX1 + 0.3EQY1 < 1.5 R

7. DL + 0.5LL - EQX2 + 0.3EQY2 < 1.5 R

8. DL + 0.5LL - 0.3EQX1 + EQY1 < 1.5 R

9. DL + 0.5LL - 0.3EQX2 + EQY2 < 1.5 R

10. DL + 0.5LL + EQX1 - 0.3EQY1 < 1.5 R

11. DL + 0.5LL + EQX2 - 0.3EQY2 < 1.5 R

12. DL + 0.5LL + 0.3EQX1 - EQY1 < 1.5 R

13. DL + 0.5LL + 0.3EQX2 - EQY2 < 1.5 R

14. DL + 0.5LL - EQX1 - 0.3EQY1 < 1.5 R

15. DL + 0.5LL - EQX2 - 0.3EQY2 < 1.5 R

16. DL + 0.5LL - 0.3EQX1 - EQY1 < 1.5 R

17. DL + 0.5LL - 0.3EQX2 - EQY2 < 1.5 R

18. 0.9DL + EQX1 + 0.3EQY1 < 1.5 R

19. 0.9DL + EQX2 + 0.3EQY2 < 1.5 R

20. 0.9DL + 0.3EQX1 + EQY1 < 1.5 R

21. 0.9DL + 0.3EQX2 + EQY2 < 1.5 R

22. 0.9DL - EQX1 + 0.3EQY1 < 1.5 R

23. 0.9DL - EQX2 + 0.3EQY2 < 1.5 R

24. 0.9DL - 0.3EQX1 + EQY1 < 1.5 R

25. 0.9DL - 0.3EQX2 + EQY2 < 1.5 R

26. 0.9DL + EQX1 - 0.3EQY1 < 1.5 R



27. 0.9DL + EQX2 - 0.3EQY2 < 1.5 R

28. 0.9DL + 0.3EQX1 - EQY1 < 1.5 R

29. 0.9DL + 0.3EQX2 - EQY2 < 1.5 R

30. 0.9DL - EQX1 - 0.3EQY1 < 1.5 R

31. 0.9DL - EQX2 - 0.3EQY2 < 1.5 R

32. 0.9DL - 0.3EQX1 - EQY1 < 1.5 R

33. 0.9DL - 0.3EQX2 - EQY2 < 1.5 R

Dimana: DL : beban mati LL : beban hidup EQX1 : beban statik gempa arah X dengan eksentrisitas rencana 1 EQX2 : beban statik gempa arah X dengan eksentrisitas rencana 2 EQY1 : beban statik gempa arah Y dengan eksentrisitas rencana 1 EQY1 : beban statik gempa arah X dengan eksentrisitas rencana 2 R : Daya dukung ijin pondasi

Bab 4. Analisis Struktur

Condominium GBP Center Balikpapan IV-1

BBAABB IIVV AANNAALLIISSIISS SSTTRRUUKKTTUURR

4.1. Model Struktur

4.1.1. Model Struktur Condominium

Struktur bangunan Condominium GBP Center Balikpapan dimodelkan sebagai portal terbuka (open-frame structure) yang berfungsi untuk menahan baik beban gravitasi maupun beban gempa, sesuai dengan kekakuan dari masing-masing sistem. Portal terbuka digunakan dengan pertimbangan bahwa bangunan tidak terlalu tinggi (kurang lebih 40 m). Portal yang terdiri dari balok dan kolom, disatukan oleh pelat lantai yang juga berfungsi sebagai diafragma yang kaku, sehingga pergerakan baik translasi maupun rotasi pada lantai akan seragam. Di dalam Gambar 1 ditunjukkan sistem struktur Condominium GBP Center Balikpapan yang diplot oleh komputer.

Gambar 4.1. Sistem struktur yang terjepit pada taraf lantai dasar.

4.1.2. Model Struktur Kolam Renang

Struktur utama kolam renang terdiri dari dua bagian, yaitu dinding penahan tanah dan pelat lantai dasar kolam renang yang akan dimodelkan slab on grade. Kedua struktur tersebut digabung menjadi satu kesatuan dengan tujuan agar gaya geser, momen dan guling akibat tekanan tanah lateral dipikul oleh pelat lantai tersebut. Model struktur kolam renang menunggu data tanah dan data arsitek mengenai data kedalaman yang akan digunakan.



4.1.3. Model Struktur Tangga

Struktur tangga akan dimodelkan terpisah dari struktur utama bangunan dengan bantuan program SAP2000. Tangga dimodelkan dengan frame balok kolom dan juga dengan memodelkan slab tangga itu sendiri.

Gambar 4.2. Pemodelan Struktur Tangga 4.2. Perangkat Lunak Yang Digunakan Dalam Perhitungan

Analisis struktur untuk bangunan kondominium GBP Center Balikpapan dilakukan dengan menggunakan program ETABS, sedangkan untuk analisis elemen struktural sekunder seperti tangga menggunakan program SAP2000. 4.3. Metode Analisa Struktur

Sehubungan dengan ketentuan SNI 03-1726-2002 Pasal 5.1.2, struktur atas dan struktur bawah (basement) gedung ini dianalisis terhadap pengaruh gempa secara terpisah, di mana struktur atas dianggap sebagai struktur 3D yang terjepit pada taraf lantai dasar dan struktur bawah dianggap sebagai struktur 3D tersendiri yang berada di bawah tanah. 4.4. Sistem Struktur

Pada dasarnya sistem struktur atas terbuat dari beton bertulang dan merupakan portal-portal terbuka. Dalam hal ini, seluruh struktur menggunakan sistem pelat dengan balok. Secara keseluruhan sistem struktur ini adalah tidak simetris dan termasuk tidak beraturan, sehingga analisisnya dilakukan secara 3D sesuai dengan ketentuan SNI 03-1726-2002 Pasal 7.1.1.



Kekakuan unsur-unsur struktur beton bertulang dihitung berdasarkan penampang retak dengan meninjau persentase efektifitas sesuai dengan ketentuan SNI 03-1726-2002 Pasal 5.5.1, dimana untuk kolom dan balok persentase efektifnya adalah 75%. 4.5. Analisa Struktur Dinamis

4.5.1. Karakteristik Dinamik Struktur

Untuk mengetahui bagaimana karakteristik dinamik dari struktur gedung ini secara keseluruhan, dilakukan analisis dinamik bebas dengan menentukan terlebih dahulu sistem sumbu koordinat (sumbu-x dan sumbu-y). Waktu-waktu getar alami untuk 7 ragam pertama didapat sebagai berikut: T1 = 2.1442 detik, T2 = 2.1348 detik, T3 = 2.0378 detik, T4 = 0.7649 detik, T5 = 0.7391 detik, T6 = 0.7277 detik dan T7 = 0.4627 detik. Pola gerak masing-masing ragam terlihat dari modal participating mass ratios Ux, Ux, dan Rz sebagai berikut:

Tabel 4.1. Modal participating mass ratios

Mode Period UX UY RZ Keterangan1 2.144234 4.325 69.4899 1.1424 Dominan Dlm Translasi-Y2 2.134823 46.7902 0.9737 28.7651 Dominan Dlm Translasi-X3 2.037763 24.8942 4.4726 49.4413 Dominan Dlm Rotasi-Z4 0.764885 2.5928 0.0007 6.89395 0.739109 0.9079 9.8931 0.35546 0.72774 7.2318 1.2141 2.33367 0.462738 0.1591 0.0153 2.8652

4.5.2. Respons Dinamik Struktur Terhadap Gempa

Analisis dilakukan dengan metode analisis ragam spektrum respons sesuai ketentuan SNI

03-1726-2002 Pasal 7.2.1 dengan faktor keutamaan gedung ditetapkan sebagai I = 1

(gedung biasa, Pasal 4.1.2) dan faktor reduksi gempa diambil R = 4 untuk struktur atas,

sedangkan untuk struktur bawah (basement) diambil R=1.6. Respon dinamik yang

digunakan adalah analisis respon spektrum. Jumlah ragam yang ditinjau dalam superposisi

respons ragam mencapai 32 agar modal participating massa ratios mencapai sedikitnya

90% untuk Ux, Uy, Rx, Ry, dan Rz, sesuai dengan ketentuan SNI 03-1726-2002 Pasal

7.2.1. Dalam hal ini, metode superposisi yang dipakai adalah Kombinasi Kuadratik

Lengkap (Complete Quadratic Combination atau CQC) yang mana periode mode 1 dan

periode mode 2 saling berdekatan (lebih kecil dari 15%) sesuai ketentuan SNI 03-1726-

2002 Pasal 7.2.2. Karena bentuk struktur ini merupakan lingkaran maka perlu ditentukan di

dalam penentuan arah-arah gempa-nya dapat dilakukan sebagaimana yang dilukiskan

sebagai berikut.



5, (6o)

4, (38o)

3, (70o)2, (102o)

1, (134o)

11, (174o)

10, (206o)

9, (238o)

8, (270o)

7, (302o)

6, (334o)

X, (0o)

Y, (90o)

Gambar 4.3. Arah pembebanan gempa

Dari hasil analisis struktur yang dilakukan dengan bantuan program ETABS Nonlinier

versi 8.08 diperoleh gaya geser lantai untuk masing-masing arah pada tabel berikut ini.

Tabel 4.2. Gaya geser lantai akibat gempa spectrum 1

Vx VykN kN

8 SPECX1 Bottom 4 1619.15 1719.677 SPECX1 Bottom 4 2543.1 2678.886 SPECX1 Bottom 4 3213.27 3341.375 SPECX1 Bottom 4 3783.88 3905.44 SPECX1 Bottom 4 4253.9 4370.183 SPECX1 Bottom 4 4731.69 4857.172 SPECX1 Bottom 4 5263.49 5422.41 SPECX1 Bottom 4 5690.54 5874.65

Base SPECX1 Bottom 1.6 4374.19 3402.82

RStory Load Loc




Vx VykN kN



RStory Load Loc


Vx VykN kN



RStory Load Loc


Vx VykN kN



RStory Load Loc




Vx VykN kN



RStory Load Loc

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000 9000

Spectrum-1 Spetrum-2 Spectrum-3 Spectrum-4 Spectrum-5 Spectrum-6

Spectrum-7 Spectrum-8 Spectrum-9 Spectrum-10 Spectrum-11

kN

Lant

ai

Gambar 4.4. Gaya geser tingkat sebagai respon dinamik terhadap Gempa Rencana yang bekerja dalam

arah-y untuk struktur dalam kondisi elastik



0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000 9000

Spectrum-1 Spectrum-2 Spectrum-3 Spectrum-4 Spectrum-5 Spectrum-6

Spectrum-7 Spectrum-9 Spectrum-10 Spectrum-11 Spectrum-8

Lant

ai

kN Gambar 4.5. Gaya geser tingkat sebagai respon dinamik terhadap Gempa Rencana yang bekerja dalam

arah-x untuk struktur dalam kondisi elastik

4.5.3. Tingkat Daktilitas Struktur

Faktor reduksi gempa dari struktur atas diambil sebesar R = 4 menurut ketentuan SNI 03-1726-2002 Pasal 4.3.4 Tabel 3, yang merupakan struktur dengan sistem rangka pemikul momen menengah beton bertulang. Dengan demikian struktur ini diharapkan memiliki tingkat daktilitas sebesar µ = 2.5.

4.5.4. Kinerja Struktur

Kinerja struktur pertama yang diperiksa adalah yang disebut kinerja batas layan yang ditentukan oleh drift antar tingkat akibat beban gempa nominal statik yang telah dibagi dengan faktor skala. Untuk memenuhi persyaratan kinerja batas layan struktur gedung ini,

dalam segala hal drift antar tingkat tersebut tidak melampaui 0.03R

atau 30mmh

,

bergantung yang mana yang nilainya terkecil. Hal ini adalah untuk membatasi terjadinya pelelehan baja dan peretakan beton yang berlabihan, di samping untuk mencegah kerusakan nonstruktur dan ketidaknyamanan penghuni, sesuai dengan ketentuan SNI 03-1726-2002 Pasal 8.1.

Kinerja struktur kedua yang diperiksa adalah yang disebut dengan kinerja batas ultimate yang ditentukan oleh drift antar tingkat akibat beban gempa nominal. Untuk memenuhi persyaratan kinerja batas ultimat struktur gedung ini, dalam segala hal drift antar lantai



tersebut tidak melampui 0.020.7R

. Hal ini untuk membatasi kemungkinan terjadinya

keruntuhan struktur gedung yang dapat menimbulkan korban jiwa manusia dan untuk mencegah benturan berbahaya antar gedung atau bagian struktur gedung yang dipisah dengan sela pemisah (sela delatasi), sesuai dengan ketentuan SNI 03-1726-2002 Pasal 8.2.

Adapun kinerja batas layan dan kinerja batas ultimat pada struktur gedung ini dapat diberikan dalam Tabel berikut ini.

Tabel 4.13. Kinerja batas layan dan kinerja batas ultimate akibat spectrum 1

h Batas Batas m DriftX DriftY DriftX DriftY Layan Ultimate

ROOF 4.25 Max Drift X SPECX1 475 0.00111 0.00446 0.03188 0.02ROOF 4.25 Max Drift Y SPECX1 420 0.0014 0.00562 0.03188 0.02

7 3.8 Max Drift X SPECX1 475 0.00117 0.00468 0.0285 0.027 3.8 Max Drift Y SPECX1 420 0.0015 0.00598 0.0285 0.026 3.8 Max Drift X SPECX1 475 0.00117 0.00469 0.0285 0.026 3.8 Max Drift Y SPECX1 420 0.00151 0.00606 0.0285 0.025 3.8 Max Drift X SPECX1 514 0.00119 0.00474 0.0285 0.025 3.8 Max Drift Y SPECX1 444 0.00146 0.00584 0.0285 0.024 3.8 Max Drift X SPECX1 514 0.00112 0.00449 0.0285 0.024 3.8 Max Drift Y SPECX1 470 0.00134 0.00535 0.0285 0.023 3.8 Max Drift X SPECX1 2 0.00117 0.00467 0.0285 0.023 3.8 Max Drift Y SPECX1 315 0.00138 0.00553 0.0285 0.022 3.8 Max Drift X SPECX1 2 0.0012 0.0048 0.0285 0.022 3.8 Max Drift Y SPECX1 315 0.00139 0.00554 0.0285 0.021 4.25 Max Drift X SPECX1 675 0.00095 0.00381 0.03188 0.021 4.25 Max Drift Y SPECX1 309 0.00118 0.0047 0.03188 0.02

Base 3.2 Max Drift X SPECX1 9 0.0008 0.00127 0.06 0.02Base 3.2 Max Drift Y SPECX1 248 0.00078 0.00124 0.06 0.02

Kondisi Layan Kondisi ultimateStory Item Load Point






Story Item Load PointKondisi Layan Kondisi ultimate









4.6. Kekuatan Struktur

Unsur-unsur struktur pada struktur gedung ini direncanakan kekuatannya berdasarkan prinsip-prinsip perencanaan beban dan kuat faktor (load and resistance factor design), yang mana faktor beban diberikan oleh kombinasi pembebanan di atas, sedangkan faktor kekuatan menurut ketentuan SNI 03-2847-2002 Pasal 11.3. Dengan tulangan yang terpasang, kekuatan balok dan kolom pada setiap pertemuannya harus juga memenuhi persyaratan “kolom kuat balok lemah” menurut ketentuan SNI 03-1726-2002 Pasal 4.5. Hal ini berarti, bahwa kapasitas (momen leleh) penampang kolom selalu harus lebih besar dari pada kapasitas (momen leleh) penampang baloknya di setiap pertemuan. Dengan demikian, pada saat Gempa Rencana bekerja, sendi-sendi plastis diharapkan akan terbentuk pada ujung-ujung balok dan tidak pada kolomnya, disamping juga pada kaki kolom-kolom dinding-dinding geser.

Adapun hasil penulangan pada balok dan kolom, serta kekuatan balok dan kolom pada pertemuan dapat diberikan dalam lampiran.



4.7. Pelat

4.7.1. Kriteria Pembebanan

4.7.1.1. Pembebanan Tetap

Berat Lysaght deck (WCD): Lysaght deck yang digunakan adalah jenis Lysaght 2W Composite Deck - 1.5 mm gauge dengan berat 2 2CD

kg kNW 12.6 0.13m m= = .

Berat slab beton (WB)

3BkNW 25 m=

Berat Mekanikal dan Elektrikal (WME):

2MEkNW 0.3 m=

Beban Finishing (WFS):

2FSkNW 1.0 m=

4.7.1.2. Pembebanan Sementara

Beban Hidup (WLL):

2LLkNW 2.5 m=

Beban Merata Selama Konstruksi:

2KkNW 1.0 m=

Beban Terpusat Selama Konstruksi:

KP 2.2 kN per m lebar=

4.7.2. Kombinasi Pembebanan

Kombinasi pembebanan SLS : 1.0WD + 1.0 WL Kombinasi pembebanan ULS : 1.2 WD + 1.6 WL



4.7.3. Properties Penampang Lysaght 2W – 1.5 mm Composite Deck

ts la b

3 0 5 1 5 2

S la b b e to n 1 7 8 1 2 7

L y sa g h t D e c k W e ld s

5 1

9 1 4 Gambar 4.6. Penampang lysaght 2W komposit floor deck tebal 1.5 mm

46

smmI 1.027 10 m= ∗

33 mmS 36.02 10 m+ = ∗

33 mmS 36.02 10 m− = ∗

2sA 1810 mm=

Tegangan ijin lentur deck : b yF 0.6 F 0.6 260 156 MPa= ∗ = ∗ =

Kapasitas momen positif deck : bF S 156 36.02 5.62 kN m+∗ = ∗ = − Kapasitas momen negatif deck : bF S 156 36.02 5.62 kN m−∗ = ∗ = −

4.7.4. Pelat Lantai dan Atap

Pelat lantai dan atap direncanakan dengan ketebalan 120 mm. Pelat lantai akan ditumpu oleh balok beton bertulang, sedangkan pelat atap akan ditumpu oleh balok baja profil. Seperti yang ditunjukkan oleh gambar berikut ini.

3100

5100 51003500

3100

2150

2150

Y

X

Type 1

Type 2

WF300x150x6.5x9

Gambar 4.7. Pelat atap tipikal



4.7.4.1 Pelat Type 1

Pemeriksaan Terhadap Kebutuhan Shoring (Perancah): Kebutuhan shoring (perancah) dilakukan bila tegangan yang terjadi pada deck lantai melebihi tegangan ijinnya. Pada saat beton basah dicor di atas deck lantai, aksi komposit antara deck lantai dan slab beton belum terjadi, sehingga beban akibat berat sendiri deck, slab beton basah dan beban selama konstruksi akan ditahan sepenuhnya oleh deck lantai, seperti yang ditunjukkan oleh gambar berikut.

W1

P

W1

W2

3100 Gambar 4.8. Skematik pembebanan pelat tipe 1

Bila ditinjau pelat selebar 1m, dapat diperoleh:

KkNP P 2.2 1 m 2.2 kNm= = ∗ =

( )1 CD BW W 0.12 W 1 mkN3.13 m

= ∗ + ∗

=

2 KW W 1 mkN=1.0 m

= ∗

Dengan bantuan program SAP2000 Nonlinier, maka dapat diperoleh gaya-gaya dalam sebagai berikut.

Gambar 4.9. Bidang momen akibat pembebanan SLS 1




Dari gambar gaya-gaya dalam di atas dapat diperoleh: Menghitung tegangan yang terjadi:

1M 5.46 kN-m 5.62 kN-m Ok+ = < →

1M 4.96 kN-m 5.62 kN-m Ok+ = < → Menghitung lendutan yang terjadi:

( ) ( )

41

s s4

3 6

W L1185 E I

1 3.13 3100185 203 10 1.027 10

7.49 mm

∗∆ = ∗

∗

∗= ∗

∗ ∗ ∗

=

3 3

7.49L 3100

12.416 10 4.167 10 Ok240

− −

∆=

= ∗ < = ∗ →

Dari hasil perhitungan di atas maka pada saat pengecoran beton tidak perlu dipasang shoring (perancah).

Pemeriksaan Terhadap Lentur:

Setelah slab beton mengeras aksi komposit antara deck lantai dan slab beton akan terjadi, sehingga seluruh tegangan yang terjadi akibat pembebanan akan dipikul oleh aksi komposit tersebut. Dengan menggunakan analisis kekuatan ultimate, maka diperoleh kuat momen nominal penampang komposit sebagai berikut.

0.85 Kondisi Underreinforcedφ = → effd 120 0.5 51

94.5 mm= − ∗

=

s y

c

A fa

0.85 f ' b1810 260

0.85 20.75 100026.7 mm

∗=

∗ ∗∗

=∗ ∗

=

( )( )

n s yM A F d 0.5 a

0.85 1810 260 94.5 0.5 26.732460811.5 N-mm32.46 kN-m

φ = φ∗ ∗ ∗ − ∗

= ∗ ∗ ∗ − ∗

==

Kuat momen nominal di atas harus lebih besar dari momen lentur ultimate yang terjadi akibat beban mati dan beban hidup selama umur layan. Setelah slab beton mengeras kondisi tumpuan yang semula dua akan menjadi beberapa tumpuan. Dalam kasus ini, hanya diambil terhadap tiga tumpuan saja seperti yang ditunjukkan oleh gambar berikut.



WD

WL

3100 3100

WD

WL

WD

Gambar 4.11. Skematik pembebanan

Dari data pembebanan di atas diperoleh:

( )( )D B CD ME FSW W 0.12 W W W 1m

kN4.43 m

= ∗ + + + ∗

=

LW 2.5 1mkN2.5 m

= ∗

=


Gambar 4.12. Bidang momen envelope akibat pembebanan ULS

Dari gambar di atas dapat disimpulkan gaya-gaya dalam akibat pembebanan ULS sebagai berikut.

Tabel 4.24. Gaya dalam pada pelat type 1 akibat pembebanan ULS MomenkN-m

Tumpuan -11.18Lapangan 7.20

Lokasi

Lapangan:

u nM 7.2 kN-m M 32.46 kN-m Ok= < φ = →



Tumpuan: Oleh karena deck lantai mengalami gaya tekan pada saat momen negatif di tumpuan, maka diperlukan penulangan lentur pada penampang atas slab beton guna menahan gaya tarik yang terjadi. Penulangan lentur ini direncanakan menggunakan wire mesh dengan kuat tarik leleh yF 500 MPa= .

u

eff

main bar

M 11.8 kN-m0.85

b 1000 mmd 94.5 mmds = CC 0.5 15 0.5 9 19.5 mm

= −

φ ===

+ ∗φ = + ∗ =

effd d ds94.5 19.575 mm

= −= −=

u2

c

62

2 Ma d d

0,85 f ' b

2 11.8 1075 750.85 20.75 1000 0.85

11.35 mm

= − −⋅ ⋅ ⋅φ

∗ ∗= − −

∗ ∗ ∗=

( )

( )

us

y

6

2 2smin

MAf d 0.5 a

11.8 100.85 500 75 0.5 11.35

400.5 mm A 0.0018 b d 143.1 mm

=φ∗ ∗ − ∗

∗=

∗ ⋅ − ∗

= > = ∗ ∗ =

Dipakai wire mesh φ 9,0 mm dengan spasi 150 mm (As = 424 mm2). Lendutan Jangka Menengah dan Panjang:

Luas deck lantai per 305 mm : 2si

305A 1810 604 mm914

= ∗ =

Garis netral deck lantai : sb51Y 25.5 mm2

= =

3s

c

E 203 10n 9.5E 4700 20.75

∗= = =

∗



Momen Inersia Penampang Retak:

305 n 32.1 mm=

Composite N.A

Steel Deck N.A

305 mm

Ycs

Yccdeff 120 mm

Gambar 4.13. Penampang komposit pada saat retak

Assumsi : seluruh beton dibawah garis netral telah retak dan beton ditransformasikan ke dalam baja.

( ) ( )NA

cc cc si cc

2cc cc

2cc cc

M 0

32.1 Y 0.5 Y A 94.5 Y 0

16.05 Y 604 Y 57078 0

Y 37.632 Y 3556.262 0

=

∗ ∗ ∗ − ∗ − =

+ − =

+ − =

∑

( )2

cc

37.632 4 1 3556.26237.632Y2 4

43.716 mm

− ∗ ∗ −−= +

=

cs ccY 94.5 Y94.5 43.71650.794 mm

= −= −=

( ) ( )( ){ }3 2 6c

4

I 32.1 43.716 3 604 50.794 305 1.027 10

9067234.45 mm

= ∗ + ∗ + ∗

=

Momen Inersia Penampang Utuh:

305 n 32.1 mm=

Composite N.A

Steel Deck N.A

152.5 n 16.05 mm=

Yuc

51 mm

69 mm 94.5 mm

305 Gambar 4.14. Penampang Utuh Komposit

( ) ( ) ( )

( ) ( ) ( )uc

32.1 69 0.5 69 16.05 51 94.5 604 94.5Y

32.1 69 16.05 51 60458 mm

∗ ∗ ∗ + ∗ ∗ + ∗=

∗ + ∗ +

=



( ) ( )( ){ }( )( ) ( )( ) ( )( )( ){ }

3 3 6uc

2 2 2

4

I 32.1 69 12 16.05 51 12 0.305 1.027 10

32.1 69 58 0.5 69 16.05 51 94.5 58 604 94.5 58 0.305

14714059.18 mm

= ∗ + ∗ + ∗

+ ∗ ∗ − ∗ + ∗ ∗ − + ∗ −

=

Momen Inersia Penampang Komposit: ( ) 4c uc

dI II 23781293.63 mm2+= =

Lendutan Jangka Menengah:

( )4

ME FS LLs d

4

3

5 L W W W384 E I

5 3100 3.8384 203 10 23781293.63

0.933 mm

⎛ ⎞∗∆ = × + +⎜ ⎟∗ ∗⎝ ⎠

⎛ ⎞∗= ∗⎜ ⎟∗ ∗ ∗⎝ ⎠=

4 3

0.933L 3100

13 10 2.8 10 Ok360

−

∆=

= ∗ < = ∗ →

Lendutan Jangka Panjang:

( )4

ME FS LLs d

4

3

5 L W W 0.5 W384 E I

5 3100 2.55384 203 10 23781293.63

0.635 mm

⎛ ⎞∗∆ = × + + ∗⎜ ⎟∗ ∗⎝ ⎠

⎛ ⎞∗= ∗⎜ ⎟∗ ∗ ∗⎝ ⎠=

4.7.4.2 Pelat Type 2

Pemeriksaan Terhadap Kebutuhan Shoring (Perancah):

Kebutuhan shoring (perancah) dilakukan bila tegangan yang terjadi pada deck lantai melebihi tegangan ijinnya. Pada saat slab beton basah dicor di atas deck lantai, aksi komposit antara deck lantai dan slab beton belum terjadi, sehingga beban akibat berat sendiri deck, slab beton basah dan beban selama konstruksi akan ditahan sepenuhnya oleh deck lantai, seperti yang ditunjukkan oleh gambar berikut.



W 1

W 2

W 1

P

3500 Gambar 4.15. Skematik pembebanan pelat tipe 2

Bila ditinjau pelat selebar 1m, dapat diperoleh:

KkNP P 2.2 1 m 2.2 kNm= = ∗ =

( )1 CD BW W 0.12 W 1 mkN3.13 m

= ∗ + ∗

=

2 KW W 1 mkN=1.0 m

= ∗




Dari gambar gaya-gaya dalam di atas dapat diperoleh:

Menghitung tegangan yang terjadi:

1M 6.72 kN-m 5.62 kN-m Tidak Ok+ = > →

1M 6.32 kN-m 5.62 kN-m Tidak Ok+ = < →



Menghitung lendutan yang terjadi:

( ) ( )

41

s s4

3 6

W L1185 E I

1 3.13 3500185 203 10 1.027 10

12.18 mm

∗∆ = ∗

∗

∗= ∗

∗ ∗ ∗

=

3 3

12.18L 3500

13.48 10 4.167 10 Ok240

− −

∆=

= ∗ < = ∗ →

Dari hasil perhitungan di atas maka pada saat pengecoran beton perlu dipasang shoring (perancah) pada tengah bentang. Pemeriksaan Terhadap Lentur:

Setelah slab beton mengeras aksi komposit antara deck lantai dan slab beton akan terjadi, sehingga seluruh tegangan yang terjadi akibat pembebanan akan dipikul oleh aksi komposit tersebut. Dengan menggunakan analisis kekuatan ultimate, maka diperoleh kuat momen nominal penampang komposit sebagai berikut.

0.85 Kondisi Underreinforcedφ = → effd 120 0.5 51

94.5 mm= − ∗=

s y

c

A fa

0.85 f ' b1810 260

0.85 20.75 100026.7 mm

∗=

∗ ∗∗

=∗ ∗

=

( )( )

n s yM A F d 0.5 a

0.85 1810 260 94.5 0.5 26.732460811.5 N-mm32.46 kN-m

φ = φ∗ ∗ ∗ − ∗

= ∗ ∗ ∗ − ∗

==

Kuat momen nominal di atas harus lebih besar dari momen lentur ultimate yang terjadi akibat beban mati dan beban hidup selama umur layan. Setelah slab beton mengeras kondisi tumpuan yang semula dua akan menjadi beberapa tumpuan. Dalam kasus ini, hanya diambil terhadap tiga tumpuan saja seperti yang ditunjukkan oleh gambar berikut.



WD

WL

WD

3500 Gambar 4.18. Skematik pembebanan

Dari data pembebanan di atas diperoleh:

( )( )D B CD ME FSW W 0.12 W W W 1m

kN4.43 m

= ∗ + + + ∗

=

LW 2.5 1mkN2.5 m

= ∗

=

u D LW 1.2 W 1.6 W1.2 4.43 1.6 2.5

kN9.316 m

= ∗ + ∗

= ∗ + ∗

=

Momen Lapangan:

2lap

2

n

1M q L81 9.316 3.5814.3 kN-m M 32.46 kN-m Ok

= ∗ ∗

= ∗ ∗

= < φ = →

Momen Tumpuan:

Tump lap1M M31 14.334.777 kN-m

= ∗

= ∗

= −

Oleh karena deck lantai mengalami gaya tekan pada saat momen negatif di tumpuan, maka diperlukan penulangan lentur pada penampang atas slab beton guna menahan gaya tarik yang terjadi. Penulangan lentur ini direncanakan menggunakan wire mesh dengan kuat tarik leleh yF 500 MPa= .



u

eff

main bar x main bar-y

M 4.777 kN-m0.85

b 1000 mmd 94.5 mmds = CC 0.5 15 9 0.5 9 29.5 mm−

= −

φ ===

+ φ + ∗φ = + + ∗ =

effd d ds94.5 29.565 mm

= −= −=

u2

c

62

2 Ma d d

0,85 f ' b

2 4.777 1065 650.85 20.75 1000 0.85

5.1 mm

= − −⋅ ⋅ ⋅φ

∗ ∗= − −

∗ ∗ ∗=

( )

( )

us

y

6

2 2smin

MAf d 0.5 a

4.777 100.85 500 79.5 0.5 5.1

146 mm A 0.0018 b d 143.1 mm

=φ∗ ∗ − ∗

∗=

∗ ⋅ − ∗

= > = ∗ ∗ =

Dipakai wire mesh φ 9,0 mm dengan spasi 150 mm (As = 424 mm2). Lendutan Jangka Menengah dan Panjang:

Luas deck lantai per 305 mm : 2si

305A 1810 604 mm914

= ∗ =

Garis netral deck lantai : sb51Y 25.5 mm2

= =

3s

c

E 203 10n 9.5E 4700 20.75

∗= = =

∗

Momen Inersia Penampang Retak:

305 n 32.1 mm=

Composite N.A

Steel Deck N.A

305 mm

Ycs

Yccdeff 120 mm

Gambar 4.19. Penampang komposit pada saat retak



Assumsi : seluruh beton dibawah garis netral telah retak dan beton ditransformasikan ke dalam baja.

( ) ( )NA

cc cc si cc

2cc cc

2cc cc

M 0

32.1 Y 0.5 Y A 94.5 Y 0

16.05 Y 604 Y 57078 0

Y 37.632 Y 3556.262 0

=

∗ ∗ ∗ − ∗ − =

+ − =

+ − =

∑

( )2

cc

37.632 4 1 3556.26237.632Y2 4

43.716 mm

− ∗ ∗ −−= +

=

cs ccY 94.5 Y94.5 43.71650.794 mm

= −

= −=

( ) ( )( ){ }3 2 6c

4

I 32.1 43.716 3 604 50.794 305 1.027 10

9067234.45 mm

= ∗ + ∗ + ∗

=

Momen Inersia Penampang Utuh:

305 n 32.1 mm=

Composite N.A

Steel Deck N.A

152.5 n 16.05 mm=

Yuc

51 mm

69 mm 94.5 mm

305

Gambar 4.20. Penampang Utuh Komposit

( ) ( ) ( )( ) ( ) ( )uc

32.1 69 0.5 69 16.05 51 94.5 604 94.5Y

32.1 69 16.05 51 60458 mm

∗ ∗ ∗ + ∗ ∗ + ∗=

∗ + ∗ +

=

( ) ( )( ){ }( )( ) ( )( ) ( )( )( ){ }

3 3 6uc

2 2 2

4

I 32.1 69 12 16.05 51 12 0.305 1.027 10

32.1 69 58 0.5 69 16.05 51 94.5 58 604 94.5 58 0.305

14714059.18 mm

= ∗ + ∗ + ∗

+ ∗ ∗ − ∗ + ∗ ∗ − + ∗ −

=



Momen Inersi Penampang Komposit:

( ) 4c ucd

I II 23781293.63 mm2+= =

Lendutan Jangka Menengah:

( )4

ME FS LLs d

4

3

5 L W W W384 E I

5 3500 3.8384 203 10 23781293.63

1.538 mm

⎛ ⎞∗∆ = × + +⎜ ⎟∗ ∗⎝ ⎠

⎛ ⎞∗= ∗⎜ ⎟∗ ∗ ∗⎝ ⎠=

4 3

1.538L 3500

14.394 10 2.8 10 Ok360

−

∆=

= ∗ < = ∗ →

Lendutan Jangka Panjang:

( )4

ME FS LLs d

4

3

5 L W W 0.5 W384 E I

5 3500 2.55384 203 10 23781293.63

1.032 mm

⎛ ⎞∗∆ = × + + ∗⎜ ⎟∗ ∗⎝ ⎠

⎛ ⎞∗= ∗⎜ ⎟∗ ∗ ∗⎝ ⎠=

4 3

1.032L 3500

12.949 10 2.08 10 Ok480

−

∆=

= ∗ < = ∗ →

4.8. Analisis Balok Komposit

Pada struktur GBP kondominium ini, struktur lantai atap direncanakan dengan konstruksi komposit. Terdiri dari sebuah pelat beton yang ditempatkan di atas dan saling dihubungkan dengan gelagar baja profil. Aksi komposit akan terjadi bilamana pelat beton dan gelagar baja profil dihubungkan secara menyeluruh dan mengalami defleksi sebagai satu kesatuan. Sifat-sifat penampang elastis dari penampang komposit dapat dihitung dengan metode transformasi penampang. Berbeda dengan beton bertulang, dimana baja batang tulangan ditransformasi menjadi luas beton ekivalennya, pelat beton pada penampang komposit ditransformasikan menjadi baja ekivalennya menggunakan rasio modulus . Rasio modulus elastisitas dapat dihitung menggunakan persamaan:

c

s

EE

n = ........................................................................................................ ( 4.1 )



Y

Ytp

N . A N . A

Yt

Yb Ybp

Gambar 4.21. Penampang komposit Bilamana garis netral penampang komposit terletak pada baja profil maka seluruh penampang beton akan mengalami tekan dan oleh karena itu seluruh penampang pelat beton akan dianalisis sebagai penampang komposit. Namun, jika garis netral berada pada pelat beton, hanya bagian beton yang tertekan saja yang dianalisis dalam penampang komposit. Lebar efektif dari pelat beton sangat mempengaruhi penampang komposit itu sendiri, sehingga harus ditentukan dengan tepat. Menurut peraturan ASDE, lebar efektif pelat beton untuk balok interior dapat dihitung menurut persamaan berikut:

4Lbeff ≤ ...................................................................................................... ( 4.2 )

Sbeff ≤ ........................................................................................................ ( 4.3 )

ceff h16bb ⋅+≤ .......................................................................................... ( 4.4 ) Sedangkan untuk balok eksterior dapat dihitung dengan persamaan:

12Lbeff ≤ ..................................................................................................... ( 4.5 )

2Sbeff ≤ ....................................................................................................... ( 4.6 )

ceff h6bb ⋅+≤ ............................................................................................ ( 4.7 ) dimana:

L = panjang bentang baja profil b = lebar gelagar baja profil hc = tebal pelat beton S = Jarak spasi antar baja profil

Modulus penampang untuk menghitung tegangan beban layan dapat dihitung menurut persamaan berikut:

t

st Y

IS = ...................................................................................................... ( 4.8 )

b

sb Y

IS = ...................................................................................................... ( 4.9 )



cttp

tp c

ISY h

=−

............................................................................................. ( 4.10 )

ctbp

bp

ISY

= ..................................................................................................... ( 4.11 )

ctcp

t

ISY

= ...................................................................................................... ( 4.12 )

dimana:

Is = momen inersia penampang baja profil Ict = momen inersia penampang komposit St, Sb = modulus penampang pada baja atas dan bawah Stp, Sbp = modulus penampang komposit pada baja atas dan bawah Scp = modulus penampang komposit pada pelat beton atas

Tegangan aktual yang dihasilkan akibat pembebanan tertentu pada sebuah batang komposit sangat tergantung pada metode konstruksinya. Struktur komposit pada gedung GBP kodominium ini, direncanakan dengan menempatkan balok-balok baja profil terlebih dahulu dan digunakan untuk memikul slab beton basah. Dalam hal ini, balok baja profil yang bekerja secara nonkomposit memikul berat balok baja profil, bekisting dan beton basah. Setelah bekisting dibuka dan beton mengeras, penampang tersebut akan bekerja secara komposit untuk menahan semua beban mati dan beban hidup yang ditempatkan setelah perawatan beton tersebut. Konstruksi tersebut dikatakan tanpa shoring sementara (tidak disekur). Adapun tegangan beban layan dari sistem ini dapat dihitung menggunakan persamaan berikut ini. Tegangan aktual akibat berat sendiri, pelat beton (nonkomposit):

sw DLt y

t

M Mf 0.6 FS+

= ≤ ∗ ........................................................................... ( 4.13 )

sw DLb y

b

M Mf 0.6 FS+

= ≤ ∗ ........................................................................... ( 4.14 )

Tegangan aktual akibat berat sendiri, beban mati dan beban hidup (kompsit): ( )sw DL LL

c ccp

M M Mf 0.45 f '

n S+ +

= ≤ ∗∗

........................................................... ( 4.15 )

sw DL LLt y

tp

M M Mf 0.6 FS

+ += ≤ ∗ ................................................................. ( 4.16 )

sw DL LLb y

bp

M M Mf 0.6 FS

+ += ≤ ∗ ................................................................ ( 4.17 )

dimana:

MSW = momen akibat berat sendiri balok baja profil MDL = momen akibat beban pelat beton MLL = momen akibat beban hidup yang bekerja



AISC-ASD 1989 mensyaratkan bahwa tegangan ijin akibat pembebanan sementara seperti angin dan gempa dapat ditingkatkan sebesar 4/3. Geser horisontal yang terjadi di antara pelat beton dan balok baja profil selama pembebanan harus ditahan sedemikian rupa sehingga efek gelincir akan dapat ditahan. Penampang yang sepenuhnya komposit tidak akan mengalami gelincir pada muka pertemuan balok dan pelat betonnya, namun tidak cukup dapat diperkirakan dengan pasti kekuatan geser bidang pertemuan tersebut. Demikian pula gesekan antara pelat beton dan balok profil baja juga tidak menghasilkan kekuatan sedemikian. Oleh karena itu, untuk mendapatkan penampang yang sepenuhnya komposit, diperlukan konektor-konektor geser. Adapun jarak antara konektor geser yang dibutuhkan dapat dihitung dengan persamaan berikut ini.

n

r

n ZpS∗

= ................................................................................................... ( 4.18 )

dimana:

p = jarak konektor geser Zn = beban ijin konektor geser per baris berdasarkan kekuatan letih (fatique),

yang dihitung menurut persamaan: ( )n sZ d in lb= α∗ .................................................................... ( 4.19 )

n = jumlah konektor geser per baris ds = diameter konektor geser α = 13.000 untuk 100.000 siklus 10.600 untuk 500.000 siklus 7.850 untuk 2 juta siklus 5.500 untuk lebih dari 2 juta siklus Sr = Gaya geser aktual per panjang

rct

V QSI∗

= ................................................................................ ( 4.20 )

V = beban geser yang terjadi Q = momen statis luas beton efektif Ict = Momen inersia penampang komposit

4.8.1 Kombinasi Pembebanan

Kombinasi pembebanan yang dilakukan adalah: SLS-1 = DSW SLS-2 = DD SLS-3 = DD+DL SLS-4 = DD+DL±1.0EQ-X±0.3EQ-Y

4.8.2 Analisis Komposit Balok

4.8.2.1 Gaya-gaya Dalam

Dari hasil analisis struktur diperoleh gaya-gaya dalam maksimum pada balok baja profil sebagai berikut.



Tabel 4.25. Gaya dalam maksimum akibat kombinasi pembebanan SLS pada balok B2

V2 M3kN kN-m

SLS1 End -1.4 -1.6SLS1 Middle -0.6 0.9SLS2 End -31.7 -35.4SLS2 Middle 13.7 27.4SLS3 End 40.3 -44.5SLS3 Middle 17.5 34.9SLS4 End 44.1 -53.6SLS4 Middle 21.6 35.0

LocationLoad


V2 M3kN kN-m

SLS1 End 1.7 -3.1SLS1 Middle -0.8 1.2SLS2 End 20.8 -42.4SLS2 Middle -17.1 23.2SLS3 End 36.1 -82.7SLS3 Middle 31.6 32.6SLS4 End 39.9 -92.5SLS4 Middle 35.4 33.1

Load Location


V2 M3kN kN-m

SLS1 End 2.2 -1.5SLS1 Middle 0.4 0.4SLS2 End 45.2 -20.8SLS2 Middle 1.4 13.2SLS3 End 123.9 -64.0SLS3 Middle 13.9 15.7SLS4 End 128.3 -75.9SLS4 Middle 18.1 16.3

Load Location




V2 M3kN kN-m


Load Location


V2 M3kN kN-m


Load Location


V2 M3kN kN-m

SLS1 End -1.8 -2.1SLS1 Middle -1.3 1.1SLS2 End -22.2 -27.6SLS2 Middle 20.5 16.8SLS3 End -41.2 -70.6SLS3 Middle -39.8 27.1SLS4 End -46.2 -80.8SLS4 Middle -44.8 30.3

Load Location




V2 M3kN kN-m

SLS1 End -1.3 -1.6SLS1 Middle -0.8 0.2SLS2 End -11.6 -12.0SLS2 Middle -2.7 0.7SLS3 End 14.7 -14.4SLS3 Middle -4.0 4.9SLS4 End -21.0 -25.8SLS4 Middle -10.2 5.0

Load Location

4.8.2.2 Properties Penampang Komposit pada balok WF300x150x6.5x9

Slab Concrete

Beff

tw

hc

h

tf

b Gambar 4.22. Penampang komposit Balok WF300x150x6.5x9



Tabel 4.32. Section properties komposit pada balok

Ukuran Dimensi Satuan

Beton 20.75 MPaBaja 240 MPa

hc 100 mm

h 300 mmb 150 mmtf 9 mmtw 6.5 mmA 467800 mm

Is22 5,08x106 mm4

Is33 7,21x107 mm4

S22 67.7x103 mm3

S33 481x103 mm3

r22 32.9 mmr33 124 mm

Mutu Bahan

Pelat

Profil

3100

5100 51003500

3100

2150

2150

B1 B2 B3 B4

B5 B6

B7

Gambar 4.23. Skematik penomoran balok atap



4.8.2.3 Tegangan Batas Layan

Perhitungan tegangan batas layan pada balok baja ini terdiri dari 2 macam, yaitu tegangan batas layan pada baja profil akibat momen negatif ( di tumpuan) dan tegangan batas layan komposit akibat momen positif (di lapangan). 4.8.2.3.1 Tegangan Batas Layan Baja

Balok B1 (L=5.9m):

Pemeriksaan terhadap tegangan lentur: SW DL LLM M M 85.789 kN-m+ + = −

SW DL LL EQM M M M 95.604 kN-m+ + + = −

b

6

3

b y

MfS85.789 10

481 10178.4 MPa > F 0.6 f 144 MPa Tidak Ok

=

∗=

∗= = ∗ = →

b

6

3

b y

MfS95.604 10

481 104 4198.8 MPa F 0.6 f 192 MPa Tidak Ok3 3

=

∗=

∗= > = ∗ ∗ = →

Oleh karena tegangan aktual lebih kecil dari tegangan ijin maka pada tumpuan balok perlu diberikan stiffner. Dicoba dengan ukuran stiffner sebagai berikut.

300

100 9 6.5

150

WF300x150x6.5x9

NA

Yb

Ya

Gambar 4.24. Pelat pengaku (stiffner)

Menentukan letak garis netral:

b467800 259 100 6.5 59 150 9 4.5Y

467800 100 6.5 150 9121204625

469800258 mm

∗ + ∗ ∗ + ∗ ∗=

+ ∗ + ∗

=

=



aY 300 109 258151 mm

= + −

=

Menghitung Inersia:

( )

( )

27 2 3

22

4

1I 7.21 10 467800 1 6.5 100 6.5 100 258 59121 150 9 150 9 258 4.512

185605166.7 mm

= ∗ + ∗ + ∗ ∗ + ∗ ∗ −

+ ∗ ∗ + ∗ ∗ −

=

Menghitung modulus penampang:

aa

3

3 3

ISY185605166.7

1511229173.3 mm1229.2 10 mm

=

=

=

= ∗

bb

3

3 3

ISY185605166.7

258719399.9 mm719.4 10 mm menentukan

=

=

=

= ∗ →

b

6

3

b y

MfS85.789 10719.4 10

119.3 MPa < F 0.6 f 144 MPa Ok

=

∗=

∗= = ∗ ∗ = →

b

6

3

b y

MfS95.604 10719.4 10

4 4132.9 MPa F 0.6 f 192 MPa Ok3 3

=

∗=

∗

= < = ∗ ∗ = →

Pemeriksaan terhadap tegangan geser:

1

2

V 36.1 kNV 39.9 kN

==

w2

A 6.5 (400 2 9)

2483 mm

= ∗ − ∗

=

3

v vw

V 36.1 10f 14.5 MPa F 0.4 240 96 MPa OkA 2483

∗= = = < = ∗ = →



3

v vw

V 39.9 10 4f 16 MPa F 0.4 240 128 MPa OkA 2483 3

∗= = = < = ∗ = →

Balok B2 (L=5,2m):



b

6

3

b y

MfS46.1 10481 1095.8 MPa F 0.6 f 144 MPa Ok

=

∗=

∗= ≤ = ∗ = →

b

6

3

b y

MfS55.2 10481 10

4 4114.8 MPa F 0.6 f 192 MPa Ok3 3

=

∗=

∗= ≤ = ∗ ∗ = →


1

2

V 40.3 kNV 44.1 kN

==

w2

A 6.5 (300 2 9)

1833 mm

= ∗ − ∗

=

3

v vw

V 40.3 10f 22 MPa F 0.4 240 96 MPa OkA 1833

∗= = = < = ∗ = →

3

v vw

V 44.1 10 4f 24 MPa F 0.4 240 128 MPa OkA 1833 3

∗= = = < = ∗ = →

Balok B3 (L=4.7m):



b

6

3

b y

MfS41.4 10481 10

86.1 MPa F 0.6 f 144 MPa Ok

=

∗=

∗= ≤ = ∗ = →



b

6

3

b y

MfS52.7 10481 10

4 4109.6 MPa F 0.6 f 192 MPa Ok3 3

=

∗=

∗= ≤ = ∗ ∗ = →


1

2

V 39.1 kNV 43 kN

==

w2

A 6.5 (300 2 9)

1833 mm

= ∗ − ∗

=

3

v vw

V 39.1 10f 21.3 MPa F 0.4 240 96 MPa OkA 1833

∗= = = < = ∗ = →

3

v vw

V 43 10 4f 23.5 MPa F 0.4 240 128 MPa OkA 1833 3

∗= = = < = ∗ = →

Balok B4 (L=4m):



b

6

3

b y

MfS72.7 10481 10

151.2 MPa F 0.6 f 144 MPa Tidak Ok

=

∗=

∗= > = ∗ = →

b

6

3

b y

MfS82.9 10481 10

4 4172.35 MPa F 0.6 f 192 MPa Ok3 3

=

∗=

∗= ≤ = ∗ ∗ = →

Oleh karena tegangan aktual lebih kecil dari tegangan ijin maka pada tumpuan balok perlu diberikan stiffner seperti Gambar 3.

b

6

3

b y

MfS72.7 10719.4 10101 MPa < F 0.6 f 144 MPa Ok

=

∗=

∗= = ∗ ∗ = →



b

6

3

b y

MfS82.9 10719.4 10

4 4115.2 MPa F 0.6 f 192 MPa Ok3 3

=

∗=

∗= < = ∗ ∗ = →


1

2

V 41.2 kNV 44.8 kN

==

w2

A 6.5 (400 2 9)

2483 mm

= ∗ − ∗

=

3

v vw

V 41.2 10f 16.6 MPa F 0.4 240 96 MPa OkA 2483

∗= = = < = ∗ = →

3

v vw

V 44.8 10 4f 18 MPa F 0.4 240 128 MPa OkA 2483 3

∗= = = < = ∗ = →

Balok B5 (L=4.65m):



b

6

3

b y

MfS65.5 10481 10

136.2 MPa F 0.6 f 144 MPa Ok

=

∗=

∗= ≤ = ∗ = →

b

6

3

b y

MfS77.4 10481 10

4 4161 MPa F 0.6 f 192 MPa Ok3 3

=

∗=

∗= ≤ = ∗ ∗ = →


1

2

V 123.9 kNV 128.3 kN

==

w2

A 6.5 (300 2 9)

1833 mm

= ∗ − ∗

=

3

v vw

V 123.9 10f 67.6 MPa F 0.4 240 96 MPa OkA 1833

∗= = = < = ∗ = →



3

v vw

V 128.3 10 4f 70 MPa F 0.4 240 128 MPa OkA 1833 3

∗= = = < = ∗ = →

Balok B6 (L=3.15m):

Pemeriksaan terhadap tegangan lentur: SW DL LLM M M 16 kN-m+ + = −


b

6

3

b y

MfS16 10481 1033.3 MPa F 0.6 f 144 MPa Ok

=

∗=

∗= ≤ = ∗ = →

b

6

3

b y

MfS27.4 10481 10

4 457 MPa F 0.6 f 192 MPa Ok3 3

=

∗=

∗= ≤ = ∗ ∗ = →


1

2

V 14.7 kNV 21 kN

==

w2

A 6.5 (300 2 9)

1833 mm

= ∗ − ∗

=

3

v vw

V 14.7 10f 8 MPa F 0.4 240 96 MPa OkA 1833

∗= = = < = ∗ = →

3

v vw

V 21 10 4f 11.5 MPa F 0.4 240 128 MPa OkA 1833 3

∗= = = < = ∗ = →

Balok B7 (L=4.75m):



b

6

3

b y

MfS23.902 10

481 1049.7 MPa F 0.6 f 144 MPa Ok

=

∗=

∗= ≤ = ∗ = →



b

6

3

b y

MfS24.939 10

481 104 451.85 MPa F 0.6 f 192 MPa Ok3 3

=

∗=

∗= ≤ = ∗ ∗ = →


1

2

V 34.9 kNV 35.2 kN

==

w2

A 6.5 (300 2 9)

1833 mm

= ∗ − ∗

=

3

v vw

V 34.9 10f 19 MPa F 0.4 240 96 MPa OkA 1833

∗= = = < = ∗ = →

3

v vw

V 45.2 10 4f 19.2 MPa F 0.4 240 128 MPa OkA 1833 3

∗= = = < = ∗ = →

4.8.2.3.2 Tegangan Batas Layan Komposit

Balok B1 (L=5.9m):

SW DLM M 24.4 kN-m+ =

SW DL LLM M M 33.8 kN-m+ + =

SW DL LL EQM M M M 34.3 kN-m+ + + = Menghitung lebar efektif (balok interior):

• 5900L 491.667 mm12 12= =

• S 2325 mm2 =

• cb 6 h 150 6 100 750 mm+ ∗ = + ∗ = • Dipakai effb 491.667 mm=

Tabel 4.33. Perhitungan properties penampang komposit pada B1

Transformasi Momen Arm Moment ofArea from Top Areamm2 mm mm3 mm mm mm2 mm4 mm4 mm4

5263.2 50.0 263158.7 197.8 39114.9 205868463.5 4385977.8467800.0 250.0 116950000.0 -2.2 5.0 2316206.5 72100000.0473063.2 117213158.7 208184670.0 76485977.8

Concrete SlabProfilSummation

284670647.8

Element

Condition = n

Y2

247.8

Y AY2 IoY Ict

Dari data di atas diperoleh: • 3

cpS 1148908.5 mm=

• 3tpS 1926380.8 mm=



• 2bpS 1870063.2 mm=

Tabel 4.34. Perhitungan tegangan batas layan balok komposit pada B1

Allowable Msw + MDL MSW + MDL + MLL MSW + MDL + MLL + MEQ Stress, MPa

fc - 1.05 3.20 9.34 Okfst 50.76 17.55 17.81 144.00 Okfsb 50.76 18.07 18.34 144.00 Ok

Segment NoteCombination Stress, MPa

Balok B2 (L=5,2m):




• 5200L 1300 mm4 4= =

• S 3150 mm= • cb 16 h 150 16 100 1750 mm+ ∗ = + ∗ = • Dipakai effb 1300 mm=



13916.2 50.0 695809.4 194.2 37722.3 524950327.2 11596822.7467800.0 250.0 116950000.0 -5.8 33.4 15616304.1 72100000.0481716.2 117645809.4 540566631.3 83696822.7


624263454.1

Element

Condition = n

Y2

244.2

Y AY2 IoY Ict


cpS 2556128.5 mm=

• 3tpS 4328482.4 mm=

• 2bpS 4007398 mm=



fc - 0.50 1.50 9.34 Okfst 58.88 8.27 8.29 144.00 Okfsb 58.88 8.93 8.96 144.00 Ok




Balok B3 (L=4.7m):

SW DLM M 27 kN-m+ =



• 4700L 1175 mm4 4= =

• S 3150 mm= • cb 6 h 150 16 100 1750 mm+ ∗ = + ∗ = • Dipakai effb 1175 mm=



12578.1 50.0 628904.6 194.8 37932.7 477121315.6 10481743.6467800.0 250.0 116950000.0 -5.2 27.4 12828721.6 72100000.0480378.1 117578904.6 489950037.2 82581743.6

244.8

Y AY2 IoY

572531780.9

Element

Condition = n

Y2 Ict



cpS 2339124.7 mm=

• 3tpS 3954952.4 mm=

• 2bpS 3688120.2 mm=



fc - 0.51 1.60 9.34 Okfst 56.17 8.45 8.82 144.00 Okfsb 56.17 9.06 9.46 144.00 Ok


Balok B4 (L=4m):




• 4000L 333.333 mm12 12= =

• S 2325 mm2 =



• cb 6 h 150 6 100 750 mm+ ∗ = + ∗ = • Dipakai effb 333.333 mm=



3568.3 50.0 178412.7 198.5 39396.7 140577373.8 2973544.3467800.0 250.0 116950000.0 -1.5 2.3 1072286.6 72100000.0471368.3 117128412.7 141649660.4 75073544.3

248.5

Y AY2 IoY

216723204.7

Element

Condition = n

Y2 Ict



cpS 872174.7 mm=

• 3tpS 1459553.1 mm=

• 2bpS 1430384 mm=



fc - 1.15 3.85 9.34 Okfst 37.24 19.32 21.51 144.00 Okfsb 37.24 19.71 21.95 144.00 Ok


Balok B5 (L=4.65m):




• 4650L 1162.5 mm4 4= =

• S 4675 mm= • cb 6 h 150 16 100 1750 mm+ ∗ = + ∗ = • Dipakai effb 1162.5 mm=



13916.2 50.0 695809.4 194.2 37722.3 524950327.2 11596822.7467800.0 250.0 116950000.0 -5.8 33.4 15616304.1 72100000.0481716.2 117645809.4 540566631.3 83696822.7

244.2

Y AY2 IoY

624263454.1

Element

Condition = n

Y2 Ict





cpS 2317412.2 mm=

• 3tpS 3917641.3 mm=

• 2bpS 3655973.9 mm=



fc - 0.25 0.77 9.34 Okfst 28.29 4.11 4.26 144.00 Okfsb 28.29 4.40 4.57 144.00 Ok


Balok B6 (L=3.15m):




• 3150L 787.5 mm4 4= =




8430.0 50.0 421499.9 196.5 38596.4 325367675.5 7024998.4467800.0 250.0 116950000.0 -3.5 12.5 5863293.9 72100000.0476230.0 117371499.9 331230969.4 79124998.4


410355967.8

Element

Condition = n

Y2

246.5

Y AY2 IoY Ict


cpS 1665002.3 mm=

• 3tpS 2801835.5 mm=

• 2bpS 2672627 mm=





fc - 0.11 0.33 9.34 Okfst 1.87 1.82 1.86 144.00 Okfsb 1.87 1.91 1.95 144.00 Ok


Balok B7 (L=4.75m):

SW DLM M 32 kN-m+ =



• 4750L 1187.5 mm4 4= =




12711.9 50.0 635595.1 194.7 37911.6 481928554.2 10593251.5467800.0 250.0 116950000.0 -5.3 28.0 13095828.3 72100000.0480511.9 117585595.1 495024382.5 82693251.5


577717634.0

Element

Condition = n

Y2 Ict

244.7

Y AY2 IoY


cpS 2360835.1 mm=

• 3tpS 3992271.2 mm=

• 2bpS 3720226.5 mm=



fc - 0.61 1.83 9.34 Okfst 66.57 10.12 10.12 144.00 Okfsb 66.57 10.86 10.86 144.00 Ok




4.8.2.4 Konektor Geser

Properties konektor geser: Jenis : Stud baja berkepala Diameter : 15.875 mm (0.625 inchi) Tinggi : 63.5 mm (2.5 inchi)

Kekuatan konektor geser berdasarkan kekuatan letih (fatique):

2r s

2

S d

13000 0.6255078.125 lb22.587 kN

= α∗

= ∗==

Balok B2 (L=5,2m):

Menghitung gaya geser:

5200

W D

W L

W D

W D

W L

Gambar 4.25. Skematik pembebanan pada balok B2

dimana:

DkNW 6.76 m=

LkNW 1.82 m=

Dengan bantuan program SAP2000 Nonlinier versi 9.03 diperoleh gaya geser maksimum sebagai berikut:

Gambar 4.26. Bidang geser envelope pada balok B2

Menghitung jumlah konektor geser berdasarkan kekuatan letih (fatique):

V 23.3 kN=



s

c

En 9.34E

= =

effb 1300 mm=

ch 100 mm=

( ) 2eff cct

b hA 13916.2 mmn∗= =

tY 244.2 mm=

( )( )

ct t c

3

Q A Y 0.5 h

13916.2 244.2 50

2702833.2 mm

= ∗ − ∗

= ∗ −

=

4ctI 624263454.1 mm=

Bila digunakan 2 konektor geser per baris ( )rS 2 22.587 45.175 kN= ∗ =∑ , maka jarak antara konektor geser:

r ct

3

3

S Ip

V Q45.175 10 624263454.1

21.6 10 2702833.2447.8 mm

∗=

∗

∗ ∗=

∗ ∗=

∑

Dicoba menggunakan 2 buah konektor geser 2-15.875x63.5 mm2 dengan jarak 305 mm. Jumlah total shear konektor dalam satu bentang (L=5.2 m):

LN 2s52002305

36 buah

= ∗

= ∗

=

Dari hasil perhitungan konektor geser di atas dapat diperoleh konektor geser yang harus terpasang pada balok B2 adalah 2-15.875x63.5 mm2-305 mm. Seperti yang dirangkum pada tabel berikut ini.

Tabel 4.47. Perhitungan konektor geser pada balok B2

n . Zr Ict Q Sr p p, apply nN mm4 mm3 N / mm mm mm number

45175 624263454.1 2702833.2 100.9 447.8 305 36

Shear Connector With Stud Using The Fatique Method



Balok B1 (L=5.9m):


5900

WD

WL

WD

WD

WL


dimana:

DkNW 1.2 m=

LkNW 0.32 m=



Menghitung jumlah konektor geser berdasarkan kekuatan letih (fatique):

V 5.53 kN= Dengan cara yang sama seperti di atas maka dapat dirangkum hasil perhitungan konektor geser sebagai berikut:



45175 284670647.8 1040923.3 20.2 2234.1 305 40




Balok B3 (L=4.7m):


4700

WD

WL

WD

WD

WL


dimana:

DkNW 6.1 m=

LkNW 1.65 m=



Menghitung jumlah konektor geser berdasarkan kekuatan batas layan:

V 19.05 kN=

Dengan cara yang sama seperti di atas maka dapat dirangkum hasil perhitungan konektor geser sebagai berikut:


n . Zr Ict Q Sr s s, applyN mm4 mm3 N / mm mm mm

45175 572531780.9 2449750.2 81.5 554.2 305




Balok B4 (L=4m):


4000

WD

WL WD

WD

WL


dimana:

DkNW 0.54 m=

LkNW 0.15 m=





Tabel 4.50 Perhitungan konektor geser pada balok B4


45175 216723204.7 708248.3 57.5 785.4 305




Balok B5 (L=4.65m)


4650

WD

WL

WD

WD

WL


dimana:

DkNW 10 m=

LkNW 2.7 m=




V 23.64 kN=




45175 567343100.0 2424364.3 101.0 447.2 305 32




Balok B6 (L=3.15m):


3150

WD

WL WD

WD

WL


dimana:

DkNW 2.87 m=

LkNW 0.775 m=




V 19.05 kN=




45175 410355967.8 1656154.8 97.0 465.8 305




Balok B7 (L=4.75m):


4750

WD

WL WD

WD

WL


dimana:

DkNW 10 m=

LkNW 2.7 m=







45175 577717634.0 2475121.9 132.9 340.0 305




4.9. Analisis Pelat Bearing

Menentukan tebal Pelat Bearing:

P

m

D

m

n nD

B

L

Gambar 4.39. Dimensi dasar kolom dan beban

Dari Gambar 5.39 di atas diperoleh: Momen pada pelat:

2mM2

ρ∗= atau

2nM2

ρ∗= ( Dipilih mana yang lebih besar ) .......................... ( 4.21 )

dimana, P PA B L

ρ = =∗

............................................................................................. ( 4.22 )

R adalah gaya aksial maksimum Dari teori balok sederhana dapat ditentukan tebal pelat:

2

b 2

M m 6FS 2 t

ρ∗ ⎛ ⎞= = ⎜ ⎟⎝ ⎠

2

b

3 mtF

∗ρ∗= ............................................................................................ ( 4.23 )

dimana : Fb adalah tegangan ijin pelat bearing ( 0.6 Fy )



Menentukan Jumlah Baut:

B

L

db

D

P

MV

d kd

T

fc

Gambar 4.40. Analisis pada pelat bearing

Dari Gambar 5.40 diperoleh keseimbangan gaya:

V 0=∑

cT P 0.5 f B kd 0+ − ∗ ∗ ∗ = .......................................................................... ( 4.24 )

cT 0.5 f B kd P= ∗ ∗ ∗ − ................................................................................ ( 4.25 )

M 0=∑

( ) ( ) ( )b c c0.5 D d 0.5 f B kd P 0.5 f B kd 0.5 L kd 3 M 0∗ + ∗ ∗ ∗ ∗ − + ∗ ∗ ∗ ∗ ∗ − − = ..................................................................................................................... ( 4.26 )

Dengan memasukkan persamaan ( 4.25 ) ke dalam persamaan ( 4.26 ) diperoleh:

( ) ( )( ) ( )( )2 bb

c

6 P 0.5 D d Mkd 3 kd 0.5 D L d 0

f B∗ ∗ ∗ + +

− ∗ ∗ ∗ + + + =∗

......... ( 4.27 )

Persamaan ( 4.27 ) di atas merupakan persamaan kuadrat, sehingga solusi dari persamaan tersebut merupakan akar-akar dari persamaan kuadrat, yaitu:

( )( )

( )( ) ( )( )( ) ( )

b

2b b c

3 0.5 D L dkd

2

9 0.5 D L d 24 P 0.5 D d M f B

4

∗ ∗ + += −

∗ ∗ + + − ∗ ∗ ∗ + + ∗..... ( 4.28 )

Dengan memasukkan nilai kd ke dalam persamaan ( 4.25 ) maka diperoleh gaya tarik (T) yang terjadi pada baut. Sehingga jumlah baut yang dibutuhkan dapat diperoleh sebagai berikut:

t

Tnf

= .......................................................................................................... ( 4.29 )

dimana : n adalah jumlah baut, T adalah gaya tarik akibat beban aksial dan momen pada baut dan ft adalah kuat tarik ijin pada baut.



Pengecekan kekuatan baut terhadap geser vn f V∗ < .................................................................................................... ( 4.30 )

di mana : n adalah jumlah baut, fv adalah kuat geser per baut dan V adalah gaya geser yang terjadi. Untuk memeriksa kecukupan tebal pelat bearing dapat diperoleh dengan menghitung momen maksimum yang terjadi pada sisi tepi kolom, seperti yang dilukiskan pada gambar berikut ini.

s

fc

kd Gambar 4.41. Lokasi momen maksimum

Dari persamaan tegangan lentur elastis, diperoleh tebal pelat:

b b yMf F 0.6FS

= ≤ = ..................................................................................... ( 4.31 )

dimana : t adalah tebal pelat bearing, M adalah momen maksimum akibat tekanan pada beton dan Fb adalah tegangan ijin lentur pada pelat bearing (0.6 Fy). 4.9.1. Kolom Diameter 350 mm

Dari hasil analisis struktur diperoleh gaya dalam yang terjadi pada dasar kolom φ 350 mm sebagai berikut:

Tabel 4.54. Gaya dalam pada kolom φ 350 mm

Loc P V2 V3 M2 M3m kN kN kN kN-m kN-m

ROOF C7 SLS2 0 -293.17 16.56 5.88 2.594 9.085ROOF C19 SLS1 3.953 -136.01 10.68 -7.05 13.978 -23.231ROOF C5 SLS11 MIN 3.963 -228.78 -8.55 15.83 -81.783 3.221ROOF C4 SLS11 MAX 3.953 -187.28 -32.84 -9.23 50.993 109.921ROOF C4 SLS23 MIN 0 -201.52 -48.71 -19.88 -34.105 -76.308ROOF C4 SLS23 MAX 3.953 -187.6 -28.32 -12.13 45.637 117.971

Story Column Load

Data perencanaan:

( )c

c c

y

f ' 20.75 K 250f 0.45 f '

9.3375 MPaF 240 MPa Pelat Bearing

= −

= ∗== →

4.9.2.1 Penentuan Tebal Pelat Bearing

( )( )2P 293.17 0.25 0.35 0.009 25 4.25

303 kN

= + ∗ρ∗ − ∗ ∗

=



Dicoba ukuran pelat bearing ( BxL ) = 700x700 mm2. ( )m n 0.5 700 350 175 mm= = ∗ − =

3

2

PB C303 10700 700

N0.62 mm

ρ =∗∗

=∗

=

2

y

2

3 mt0.6F

3 0.62 1750.6 240

19.89 mm

∗ρ∗=

∗ ∗=

∗=

Maka digunakan tebal pelat bearing 20 mm. 4.9.2.2 Penentuan Jumlah Anchor Bolt

P 187.6 kNM 117.971 kN-mV 28.32 kN

===

( )( )

tb

ts

b

f 36.86 kN Anchor Bolt AB-02 Kuat Tarik

f 19.90 kN Anchor Bolt AB-02 Kuat GeserD 350 mmB 700 mmL 700 mm

d 75 mm

= →

= →

====

Dari persamaan ( 4.28 ) diperoleh: Kd 88.424 mm= Dari persamaan ( 4.58 ) diperoleh: T 101.4 kN= Dari persamaan ( 4.29 ) diperoleh jumlah Anchor Bolt:

tb

T 101.4n 2.75 3 anchor boltf 36.86

= = = ≈

4.9.2.3 Pemeriksaan Terhadap Kuat Geser Anchor Bolt

ts un f V8 19.9 kN 48.71 kN159.2 kN 48.71 kN Ok

∗ ≥

∗ ≥≥ →

4.9.2.4 Pemeriksaan Tebal Plate Bearing

Momen maksimum berdasarkan tegangan beton yang terjadi: s 175 mm= Kd 88.424 mm < s = 175 mm=



cC 0.5 f B Kd0.5 9.3375 700 88.424288981 N

= ∗ ∗ ∗= ∗ ∗ ∗=

( )( )

2M C s Kd32288981 175 88.4243

33536438 N-mm

= ∗ −

= ∗ − ∗

=

Momen maksimum berdasarkan kuat tarik anchor bolt.

tbT f 36.86 kN= =

b3

M n T d

3 36.86 10 758293500 N-mm

= ∗ ∗

= ∗ ∗ ∗=

Sehingga momen maksimum yang menentukan adalah berdasarkan tegangan beton yang terjadi uM 33536438 N-mm=

b

2

2

b

MfS6 Mb t6 33536438

700 20719 MPa > F 0.6 240 144 MPa Tidak Ok

=

∗=

∗∗

=∗

= = ∗ = →

Sehingga diperlukan pelat stiffner (pengaku) pada pelat bearing.

Dicoba menggunakan 4 pelat stiffner 20x100 mm2.

700

700 Pelat Stiffner

A A Gambar 4.42. Pelat stiffner



12 12

12

12 120

20

700 Gambar 4.43. Potongan A-A

( ) ( )

( ) ( )b

700 20 10 4 120 12 70Y

700 20 4 120 1227.5 mm

∗ ∗ + ∗ ∗ ∗=

∗ + ∗ ∗

=

t bY 120 Y120 27.592.5 mm

= −

= −=

( )( ) ( )( )2 23 3

4

1 1I 700 20 700 20 27.5 10 4 12 120 12 120 80 27.512 12

27542166.7 mm

⎛ ⎞⎛ ⎞ ⎛ ⎞= ∗ ∗ + ∗ ∗ − + ∗ ∗ ∗ + ∗ ∗ −⎜ ⎟ ⎜ ⎟⎜ ⎟⎝ ⎠ ⎝ ⎠⎝ ⎠=

tt

3

ISY27542166.7

92.5297753.154 mm

=

=

=

bb

3

ISY27542166.7

27.51001533.335 mm

=

=

=

tt

b

MfS33536438

297753.154112.6 MPa F 0.6 240 144 MPa Ok

=

=

= < = ∗ = →

bb

b

MfS

335364381001533.33533.5 MPa F 0.6 240 144 MPa Ok

=

=

= < = ∗ = →



4.9.2. Kolom Diameter 1000 mm

Dari hasil analisis struktur diperoleh gaya dalam yang terjadi pada dasar kolom φ 350 mm sebagai berikut:

Tabel 4.55. Gaya dalam pada kolom φ 1000 mm

Loc P V2 V3 M2 M3m kN kN kN kN-m kN-m

1 C120 SLS2 0 -392.7 -4.6 -8.7 -94.3 -49.21 C131 SLS28 MAX 0 -210.6 5.0 13.1 201.5 118.61 C116 SLS3 MIN 0 -360.2 -8.5 -15.5 -240.8 -152.01 C122 SLS3 MAX 0 -291.8 8.7 15.4 237.9 157.41 C125 SLS11 MIN 0 -332.4 -13.7 -7.0 -95.2 -226.31 C129 SLS11 MAX 0 -300.1 12.8 9.1 118.0 217.7

Story Column Load

Data perencanaan:

( )c

c c

y

f ' 20.75 K 250f 0.45 f '

9.3375 MPaF 240 MPa Pelat Bearing

= −

= ∗== →

4.9.2.1 Penentuan Tebal Pelat Bearing

( )( )2P 392.7 0.25 1 0.012 25 31.3

600 kN

= + ∗π∗ − ∗ ∗

=

Dicoba ukuran pelat bearing diameter 1300.

( )m n 0.5 1300 1000 150 mm= = ∗ − =

3

2

PB C600 10

1300 1300N0.355 mm

ρ =∗

∗=

∗

=

2

y

2

3 mt0.6F

3 0.355 1500.6 240

12.9 mm

∗ρ∗=

∗ ∗=

∗=

Maka digunakan tebal pelat bearing 20 mm.



4.9.2.2 Penentuan Jumlah Anchor Bolt

P 210.6 kNM 201.5 kN-mV 13.1 kN

===

( )( )

tb

ts

b

f 63.81 kN Anchor Bolt AB-03 Kuat Tarik

f 34.46 kN Anchor Bolt AB-03 Kuat GeserD 1000 mmB 1300 mmL 1300 mm

d 75 mm

= →

= →

====

Dari persamaan ( 4.28 ) diperoleh: Kd 43.914 mm= Dari persamaan ( 4.26 ) diperoleh: T 55.93 kN= Dari persamaan ( 4.29 ) diperoleh jumlah Anchor Bolt:

tb

T 55.93n 0.877 3 anchor boltf 63.81

= = = ≈

4.9.2.3 Pemeriksaan Terhadap Kuat Geser Anchor Bolt

ts un f V8 34.46 kN 15.5 kN275.68 kN 48.71 kN Ok

∗ ≥

∗ ≥≥ →

4.9.2.4 Pemeriksaan Tebal Plate Bearing

Momen maksimum berdasarkan tegangan beton yang terjadi: s 150 mm= Kd 43.914 mm < s = 150 mm=

cC 0.5 f B' Kd0.5 9.3375 636 43.914130395 N

= ∗ ∗ ∗= ∗ ∗ ∗=

( )( )

2M C s Kd32130395 150 43.9143

15741806 N-mm

= ∗ −

= ∗ − ∗

=

Momen maksimum berdasarkan kuat tarik anchor bolt:

tbT f 36.86 kN= =

b3

M n T d

1 63.81 10 754785750 N-mm

= ∗ ∗

= ∗ ∗ ∗=



Sehingga momen maksimum yang menentukan adalah berdasarkan tegangan beton yang terjadi uM 15741806 N-mm=

b

2

2

b

MfS6 Mb t6 15741806

636 20371.3 MPa > F 0.6 240 144 MPa Tidak Ok

=

∗=

∗∗

=∗

= = ∗ = →

Sehingga diperlukan pelat stiffner (pengaku) pada pelat bearing. Dicoba menggunakan 8 pelat stiffner 12x120 mm2.

A

A 1300

636

Pelat Stiffner

Gambar 4.44. Pelat stiffner

120

20

636

1212

Gambar 4.45. Potongan A-A

( ) ( )

( ) ( )b

636 20 10 2 120 12 80Y

636 20 2 120 1222.9 mm

∗ ∗ + ∗ ∗ ∗=

∗ + ∗ ∗

=

t bY 140 Y140 22.9117.1 mm

= −= −=

( )( ) ( )( )2 23 3

4

1 1I 636 20 12 636 22.9 10 2 12 120 12 120 80 22.912 12

14540022 mm

⎛ ⎞⎛ ⎞ ⎛ ⎞= ∗ ∗ + ∗ ∗ − + ∗ ∗ + ∗ ∗ −⎜ ⎟ ⎜ ⎟⎜ ⎟⎝ ⎠ ⎝ ⎠⎝ ⎠=



tt

3

ISY14540022

117.1124167.6 mm

=

=

=

bb

3

ISY14540022

22.9634935.5 mm

=

=

=

tt

b

MfS15741806124167.6126.8 MPa F 0.6 240 144 MPa Ok

=

=

= < = ∗ = →

bb

b

MfS15741806634935.524.8 MPa F 0.6 240 144 MPa Ok

=

=

= < = ∗ = →

upper structure design condo balikpapan

Documents