Embed Size (px)
DESCRIPTION
SNI Jembatan
Citation preview
Ranca
ICS
angan Stan
S 91.120.2
ndar Nasio
Pere
5
onal Indone
encanaunt
Badan S
esia
an ketatuk jem
Standardis
ahananmbatan
sasi Nasion
n gempn
nal
R
pa
RSNI2 283
33:201X
RSNI2 2833:201X
i
Daftar isi
Daftar isi ...................................................................................................................... 1
Prakata ...................................................................................................................... 12
Pendahuluan .............................................................................................................. 13
Perencanaan Ketahanan Gempa untuk Jembatan ..................................................... 1
1 Ruang lingkup .................................................................................................... 1
2 Acuan normatif ................................................................................................... 2
3 Istilah dan definisi .............................................................................................. 2
4 Persyaratan Umum ............................................................................................ 5
4.1 Kriteria kinerja ................................................................................................. 5
4.2 Daktilitas Struktur (µ) ....................................................................................... 5
4.3 Persyaratan sistem pemikul beban gempa untuk KDS C dan D ..................... 6
4.4 Analisis bahaya (hazard) gerak tanah akibat gempa .................................... 13
4.4.1 Prosedur umum untuk penentuan respon spektra .................................. 13
4.4.1.1 Klasifikasi situs ................................................................................... 21
4.4.1.2 Percepatan puncak di permukaan tanah ........................................... 22
4.4.1.3 Respon spektra di permukaan tanah ................................................. 22
4.4.2 Prosedur spesifik-situs untuk penentuan respon spektra ........................ 24
4.4.2.1 Analisis bahaya spesifik-situs ............................................................ 25
4.4.2.2 Analisis respon gerak tanah spesifik-situs ......................................... 25
4.4.3 Periode alami jembatan ........................................................................... 26
4.5 Kategori kepentingan .................................................................................... 26
4.6 Kategori Desain Seismik (KDS) .................................................................... 27
4.7 Konstruksi bertahap dan sementara ............................................................. 28
5 Beban gempa rencana .................................................................................... 29
5.1 Faktor modifikasi respon (R) ......................................................................... 29
5.2 Kombinasi gaya gempa ................................................................................. 30
5.3 Pengaruh gaya gempa vertikal ...................................................................... 30
5.4 Ketentuan khusus untuk pilar tinggi .............................................................. 30
5.5 Tekanan tanah lateral akibat gempa ............................................................. 31
6 Analisis dan persyaratan perencanaan ........................................................... 33
6.1 Umum ............................................................................................................ 33
6.1.1 Penggunaan ............................................................................................ 33
6.1.2 Kesetimbangan kekakuan pada KDS D .................................................. 33
RSNI2 2833:201X
ii
6.1.3 Kesetimbangan geometri portal pada KDS D .......................................... 34
6.1.4 Penyesuaian karakteristik dinamik .......................................................... 35
6.1.5 Pertimbangan bentang ujung .................................................................. 35
6.2 Pemilihan prosedur analisis untuk menentukan pengaruh gempa rencana .. 35
6.2.1 Persyaratan khusus untuk curved bridges .............................................. 36
6.2.2 Batasan dan persyaratan khusus ............................................................ 36
6.3 Penentuan simpangan lateral akibat gempa ................................................. 37
6.3.1 Gerak tanah horizontal ............................................................................ 37
6.3.2 Modifikasi simpangan untuk struktur jembatan selain jembatan dengan
redaman 5% ........................................................................................... 37
6.3.3 Pembesaran simpangan untuk struktur periode rendah .......................... 37
6.4 Kombinasi ortogonal simpangan lateral akibat gempa .................................. 38
6.5 Persyaratan perencanaan untuk jembatan bentang tunggal ......................... 38
6.6 Persyaratan perencanaan untuk Kategori Desain Seismik A ........................ 39
6.7 Persyaratan perencanaan untuk Kategori Desain Seismik B, C, dan D ....... 39
6.7.1 Metode perencanaan untuk perhitungan simpangan lateral ................... 39
6.7.2 Gerak tanah vertikal dan persyaratan perencanaan untuk KDS D .......... 40
6.8 Simpangan lateral dan kapasitas simpangan untuk KDS B, C, dan D .......... 40
6.8.1 Kapasitas perpindahan lokal untuk KDS B dan C ................................... 40
6.8.2 Kapasitas perpindahan lokal untuk KDS D.............................................. 42
6.9 Persyaratan daktilitas elemen untuk KDS D ................................................. 43
6.10 Persyaratan geser kolom untuk KDS B, C, dan D ......................................... 44
6.11 Persyaratan desain kapasitas untuk KDS B, C, dan D ................................. 44
6.11.1 Desain kapasitas ................................................................................ 44
6.11.2 Gaya sendi plastis .............................................................................. 44
6.11.3 Kolom dan pilar tunggal ..................................................................... 48
6.11.4 Portal dengan dua kolom atau lebih .................................................. 48
6.11.5 Persyaratan kapasitas P-∆ untuk KDS C dan D ................................ 49
6.11.6 Panjang sendi plastis analitis ............................................................. 50
6.11.7 Daerah sendi plastis kolom beton bertulang ...................................... 51
6.11.8 Daerah sendi plastis kolom baja ........................................................ 51
6.12 Persyaratan panjang perletakan minimum .................................................... 51
6.12.1 Umum ................................................................................................ 51
6.12.2 Kategori Desain Seismik A, B, dan C ................................................ 52
6.12.3 Kategori Desain Seismik D ................................................................ 52
6.13 Penahan perletakan ...................................................................................... 53
6.13.1 Penahan longitudinal ......................................................................... 53
RSNI2 2833:201X
iii
6.13.2 Bangunan atas dengan bentang sederhana ...................................... 53
6.13.3 Detailing penahan .............................................................................. 53
6.14 Kait geser pada bangunan atas .................................................................... 53
7 Model analitik dan prosedur ............................................................................. 55
7.1 Umum ............................................................................................................ 55
7.1.1 Analisis sistem pemikul gempa jembatan................................................ 55
7.1.2 Model global ............................................................................................ 55
7.2 Kepala jembatan ........................................................................................... 57
7.2.1 Umum ...................................................................................................... 57
7.2.2 Tembok sayap ......................................................................................... 57
7.2.3 Arah memanjang ..................................................................................... 57
7.2.3.1 Respon arah memanjang kepala jembatan pada KDS B dan C ........ 58
7.2.3.2 Respon arah memanjang kepala jembatan pada KDS D .................. 58
7.2.3.3 Kekakuan kepala jembatan dan perkiraan tekanan tanah pasif ........ 58
7.2.4 Kekakuan transversal .............................................................................. 60
7.2.4.1 Respon arah melintang kepala jembatan pada KDS B dan C ........... 61
7.2.4.2 Respon arah melintang kepala jembatan pada KDS D ..................... 61
7.3 Fondasi .......................................................................................................... 61
7.3.1 Umum ...................................................................................................... 61
7.3.2 Fondasi telapak ....................................................................................... 62
7.3.3 Fondasi tiang pancang ............................................................................ 62
7.3.4 Fondasi tiang bor ..................................................................................... 62
7.4 Prosedur analitik ............................................................................................ 63
7.4.1 Umum ...................................................................................................... 63
7.4.2 Prosedur 1 : Analisis statik ekivalen ........................................................ 63
7.4.3 Prosedur 2 : Analisis dinamik elastik ....................................................... 63
7.4.4 Prosedur 3 : Analisis riwayat waktu nonlinier. ......................................... 64
7.5 Pemodelan matematis dengan analisis dinamik elastik ................................ 64
7.5.1 Umum ...................................................................................................... 64
7.5.2 Bangunan atas ........................................................................................ 64
7.5.3 Bangunan bawah .................................................................................... 64
7.6 Properti penampang efektif ........................................................................... 65
7.6.1 Properti penampang beton efektif untuk analisis gempa......................... 65
7.6.2 EcIeff dan (GA)eff untuk elemen beton bertulang daktail ........................... 65
7.6.3 Ieff untuk bangunan atas gelagar boks ..................................................... 66
7.6.4 Ieff untuk bangunan atas lainnya .............................................................. 66
7.6.5 Momen inersia puntir efektif .................................................................... 66
RSNI2 2833:201X
iv
8 Perencanaan fondasi dan kepala jembatan .................................................... 67
8.1 Umum ............................................................................................................ 67
8.2 Penyelidikan fondasi ..................................................................................... 67
8.2.1 Penyelidikan tanah .................................................................................. 67
8.2.2 Pengujian laboratorium ........................................................................... 67
8.2.3 Penyelidikan fondasi untuk KDS A .......................................................... 67
8.2.4 Penyelidikan fondasi untuk KDS B, C, dan D .......................................... 67
8.3 Fondasi telapak ............................................................................................. 68
8.3.1 Fondasi telapak di tanah dengan potensi likuifaksi ................................. 68
8.3.2 Tahanan terhadap guling ........................................................................ 68
8.3.3 Tahanan terhadap gelincir ....................................................................... 69
8.3.4 Lentur ...................................................................................................... 69
8.3.5 Geser ....................................................................................................... 70
8.4 Fondasi tiang pancang .................................................................................. 70
8.4.1 Umum ...................................................................................................... 70
8.4.2 Kapasitas momen fondasi tiang pancang ............................................... 70
8.4.3 Kapasitas lateral fondasi tiang ................................................................ 72
8.4.4 Persyaratan fondasi tiang lainnya ........................................................... 73
8.4.5 Gaya geser sambungan fondasi telapak pada KDS C dan D ................. 73
8.4.6 Lebar efektif telapak ................................................................................ 75
8.4.7 Penulangan geser sambungan fondasi telapak pada KDS C dan D ....... 75
8.5 Fondasi tiang bor ........................................................................................... 75
8.6 Perpanjangan tiang ....................................................................................... 75
8.7 Persyaratan perencanaan kepala jembatan .................................................. 76
8.7.1 Persyaratan arah memanjang ................................................................. 76
8.7.2 Persyaratan arah melintang .................................................................... 76
8.7.3 Persyaratan lain untuk kepala jembatan ................................................. 76
8.8 Persyaratan perencanaan likuifaksi .............................................................. 76
9 Komponen baja struktur ................................................................................... 77
9.1 Umum ............................................................................................................ 77
9.2 Kriteria kinerja ............................................................................................... 78
9.2.1 Tipe 1 ...................................................................................................... 79
9.2.2 Tipe 2 ...................................................................................................... 79
9.2.3 Tipe 3 ...................................................................................................... 79
9.3 Material .......................................................................................................... 79
9.4 Persyaratan elemen pada KDS C dan D ....................................................... 79
9.4.1 Batasan rasio kelangsingan .................................................................... 79
RSNI2 2833:201X
v
9.4.2 Batasan rasio lebar/tebal ......................................................................... 80
9.4.3 Daktilitas lentur untuk elemen dengan kombinasi lentur dan aksial ........ 82
9.4.4 Kombinasi aksial dan lentur .................................................................... 83
9.4.5 Lokasi pengelasan .................................................................................. 83
9.4.6 Diafragma ujung daktail di lantai pada jembatan gelagar........................ 83
9.4.7 Kait geser (shear connector) ................................................................... 84
9.5 Sistem rangka pemikul momen daktail dan struktur kolom tunggal pada KDS
C dan D ......................................................................................................... 84
9.5.1 Kolom ...................................................................................................... 84
9.5.2 Balok ....................................................................................................... 85
9.5.3 Zona panel dan sambungan .................................................................... 85
9.5.4 Multitier frame bents ................................................................................ 85
9.6 Pipa baja berisi beton untuk KDS C dan D ................................................... 86
9.6.1 Kombinasi aksial tekan dan lentur ........................................................... 86
9.6.2 Kuat Lentur .............................................................................................. 86
9.6.3 Balok dan sambungan ............................................................................. 88
9.7 Sambungan untuk KDS C dan D ................................................................... 88
9.7.1 Kekuatan minimum sambungan elemen daktail ...................................... 88
9.7.2 Kegagalan penampang untuk sambungan pada elemen daktail ............. 88
9.7.3 Sambungan las ....................................................................................... 88
9.7.4 Kekuatan Pelat Buhul .............................................................................. 88
9.7.5 Batasan panjang tidak tertumpu terhadap rasio tebal pada pelat buhul . 88
9.7.6 Kuat tarik pelat buhul ............................................................................... 89
9.7.7 Kuat Tekan Pelat Buhul ........................................................................... 89
9.7.8 Momen bidang (sumbu kuat) ................................................................... 89
9.7.9 Kuat geser bidang ................................................................................... 90
9.7.10 Kombinasi momen, geser dan gaya aksial ........................................ 90
9.8 Perletakan tetap dan ekspansi ...................................................................... 90
9.8.1 Penggunaan ............................................................................................ 90
9.8.2 Kriteria Desain ......................................................................................... 91
10 Komponen beton bertulang ............................................................................. 91
10.1 Umum ............................................................................................................ 91
10.2 Kategori Desain Seismik A ............................................................................ 91
10.3 Kategori Desain Seismik B, C, dan D ............................................................ 92
10.3.1 Umum ................................................................................................ 92
10.3.2 Gaya rencana untuk KDS B ............................................................... 92
10.3.3 Gaya rencana untuk KDS C dan D .................................................... 92
RSNI2 2833:201X
vi
10.3.4 Daktilitas lokal untuk KDS D .............................................................. 92
10.4 Properti dan penggunaan baja tulangan, baja prategang, dan beton pada
KDS B, C, dan D ........................................................................................... 92
10.4.1 Baja Tulangan .................................................................................... 92
10.4.2 Pemodelan baja tulangan .................................................................. 92
10.4.3 Pemodelan baja prategang ................................................................ 93
10.4.4 Pemodelan beton ............................................................................... 94
10.5 Kapasitas momen plastis untuk elemen beton daktail pada KDS B, C dan D95
10.6 Gaya geser rencana dan kapasitas geser untuk elemen beton daktail pada
KDS B, C, dan D ........................................................................................... 96
10.6.1 Gaya geser rencana dan kapasitas ................................................... 96
10.6.2 Kapasitas geser beton ....................................................................... 97
10.6.3 Kapasitas tulangan geser .................................................................. 98
10.6.4 Tulangan geser maksimum .............................................................. 100
10.6.5 Tulangan geser minimum ................................................................ 100
10.6.6 Kapasitas tulangan geser pada interlocking spiral ........................... 100
10.6.7 Penulangan vertikal minimum di daerah interlocking ....................... 100
10.6.8 Kapasitas geser dinding pilar dalam arah sumbu lemah ................. 101
10.6.9 Kapasitas geser dinding pilar dalam arah sumbu kuat .................... 101
10.6.10 Penulangan Minimum Dinding Pilar ................................................. 102
10.7 Persyaratan untuk desain elemen daktail ................................................... 102
10.7.1 Kuat Lateral Minimum ...................................................................... 102
10.7.2 Beban aksial maksimum elemen daktail dalam KDS C dan D ........ 102
10.8 Persyaratan penulangan longitudinal dan lateral ........................................ 102
10.8.1 Penulangan longitudinal maksimum ................................................ 102
10.8.2 Penulangan longitudinal minimum ................................................... 103
10.8.3 Sambungan tulangan longitudinal kolom terhadap kebutuhan daktilitas
KDS C dan D ........................................................................................ 103
10.8.4 Panjang penyaluran minimum baja tulangan untuk KDS C dan D .. 103
10.8.5 Pengangkuran tulangan yang digabungkan (bundled bar) komponen
daktail pada KDS C dan D .................................................................... 104
10.8.6 Diameter tulangan maksimum untuk KDS C dan D ......................... 104
10.8.7 Tulangan lateral di dalam daerah sendi plastis untuk KDS C dan D 104
10.8.8 Tulangan lateral kolom di luar daerah sendi plastis untuk KDS C dan D104
10.8.9 Persyaratan tulangan lateral untuk KDS C dan D ............................ 105
10.8.10 Panjang penyaluran tulangan kolom yang diperpanjang pada
oversized pile shaft untuk KDS C dan D .............................................. 106
RSNI2 2833:201X
vii
10.8.11 Persyaratan tulangan lateral untuk kolom yang menumpu pada
oversized pile shaft untuk KDS C dan D .............................................. 106
10.8.12 Pengekangan lateral untuk oversized pile shaft pada KDS C dan D106
10.8.13 Pengekangan lateral untuk non-oversized strengthened pile shafts
pada KDS C dan D ............................................................................... 106
10.9 Persyaratan untuk elemen dengan kapasitas terproteksi ........................... 106
10.10 Desain kapasitas bangunan atas balok kepala integral untuk arah
longitudinal pada KDS C dan D ................................................................... 107
10.11 Desain kapasitas bangunan atas untuk arah transversal (balok kepala
integral) pada KDS C dan D ........................................................................ 107
10.12 Desain Bangunan atas balok kepala non integral pada KDS C dan D . 108
10.13 Perencanaan sambungan pada KDS C dan D ..................................... 109
10.13.1 Kinerja sambungan .......................................................................... 109
10.13.2 Proporsi sambungan ........................................................................ 109
10.13.3 Tulangan geser sambungan minimum ............................................. 111
10.13.4 Perencanaan geser sambungan balok kepala integral .................... 111
10.13.5 Perencanaan geser sambungan balok kepala nonintegral .............. 122
10.14 Kolom dengan pembesaran pada KDS C dan D .................................. 124
10.14.1 Pembesaran yang diisolasi horizontal ............................................. 124
10.14.2 Pembesaran kolom integral ............................................................. 125
10.14.3 Tulangan bagian pembesaran kolom ............................................... 125
10.15 Perencanaan shear key kolom untuk KDS C dan D ............................. 125
10.16 Tiang pancang beton ............................................................................ 126
10.16.1 Persyaratan tulangan transversal .................................................... 126
10.16.2 Tiang pancang cor di tempat dan pracetak ...................................... 126
11 Perlengkapan penahan perletakan ................................................................ 126
11.1 Perlengkapan penahan bangunan atas ...................................................... 126
11.2 Perlengkapan penahan gerakan berlebih .................................................. 127
12 Peredam Gempa (STU/LUD) ......................................................................... 128
Gambar 1 Daktilitas ...................................................................................................... 6
Gambar 2 Sistem pemikul beban gempa yang diijinkan .............................................. 8
Gambar 3 Sistem pemikul beban gempa yang diijinkan (lanjutan) .............................. 9
Gambar 5 Sistem pemikul beban gempa yang tidak direkomendasikan untuk
jembatan baru ............................................................................................................ 11
Gambar 6 Desain menggunakan sistem struktur tipe 1 ............................................. 12
RSNI2 2833:201X
viii
Gambar 7 Peta percepatan puncak di batuan dasar (PGA) untuk probabilitas
terlampaui 10% dalam 50 tahun ................................................................................ 15
Gambar 8 Peta respon spektra percepatan 0.2 detik di batuan dasar untuk
probabilitas terlampaui 10% dalam 50 tahun ............................................................. 16
Gambar 9 Peta respon spektra percepatan 1 detik di batuan dasar untuk probabilitas
terlampaui 10% dalam 50 tahun ................................................................................ 17
Gambar 10 Peta percepatan puncak di batuan dasar (PGA) untuk probabilitas
terlampaui 7% dalam 75 tahun .................................................................................. 18
Gambar 11 Peta respon spektra percepatan 0.2 detik di batuan dasar untuk
probabilitas terlampaui 7% dalam 75 tahun ............................................................... 19
Gambar 12 Peta respon spektra percepatan 1 detik di batuan dasar untuk
probabilitas terlampaui 7% dalam 75 tahun ............................................................... 20
Gambar 13 Bentuk tipikal respon spektra di permukaan tanah ................................. 24
Gambar 14 Bagan alir Kategori Desain Seismik (KDS) ............................................. 28
Gambar 15 Distribusi gaya gempa pada pilar tinggi ................................................... 31
Gambar 16 Diagram keseimbangan gaya pada dinding penahan .............................. 32
Gambar 17 Konsep kesetimbangan kekakuan pada portal dan kolom ....................... 34
Gambar 18 Pengaruh fleksibilitas fondasi terhadap hubungan gaya-defleksi untuk
kolom tunggal ............................................................................................................. 41
Gambar 19 Pengaruh fleksibilitas fondasi terhadap hubungan gaya-defleksi untuk
portal kolom................................................................................................................ 42
Gambar 20 Model momen-kurvatur .......................................................................... 43
Gambar 21 Desain kapasitas menggunakan konsep kuat lebih pada ...................... 46
Gambar 22 Desain kapasitas menggunakan konsep kuat lebih pada ...................... 47
Gambar 23 Desain kapasitas menggunakan konsep kuat lebih pada ...................... 47
Gambar 24 Panjang perletakan (N) .......................................................................... 52
Gambar 25 Teknik pemodelan analisis dinamik elastik ............................................ 56
Gambar 26 Perencanaan tekanan tanah pasif ......................................................... 58
Gambar 27 Karakterisasi kapasitas dan kekakuan kepala jembatan ....................... 59
Gambar 28 Kekakuan lentur efektif penampang beton bertulang retak .................... 65
Gambar 29 Model sederhana fondasi tiang pancang ............................................... 71
Gambar 30 Lebar efektif sambungan untuk perhitungan geser pada sambungan
fondasi telapak ........................................................................................................... 74
Gambar 31 Penulangan fondasi telapak-kolom terjepit ............................................ 75
Gambar 32 Alur gaya akibat gempa dan komponen yang berpengaruh .................. 78
Gambar 33 Diagram tegangan regangan baja .......................................................... 93
Gambar 34 Diagram tegangan regangan baja prategang ........................................ 94
RSNI2 2833:201X
ix
Gambar 35 Diagram tegangan regangan beton ....................................................... 95
Gambar 36 Model momen-kurvatur .......................................................................... 95
Gambar 37 Tulangan spiral ........................................................................................ 99
Gambar 38 Detail tulangan pengekang kolom persegi .............................................. 99
Gambar 39 Detail tulangan interlocking dan tulangan geser ..................................... 99
Gambar 40 Detail tulangan pengekang kolom persegi panjang .............................. 100
Gambar 41 Lebar efektif balok kepala ..................................................................... 108
Gambar 42 Lebar efektif sambungan balok kepala ................................................. 110
Gambar 43 Lokasi penulangan geser sambungan vertikal ...................................... 112
Gambar 44 Detail penulangan geser sambungan ................................................... 113
Gambar 45 Lokasi penulangan geser horizontal pada sambungan ......................... 113
Gambar 46 Penulangan geser tambahan pada sambungan untuk skewed bridges115
Gambar 47 Lokasi penulangan geser vertikal sambungan lutut (denah) ................. 116
Gambar 48 Penulangan geser sambungan lutut (skew ≤ 20°) ............................... 117
Gambar 49 Penulangan geser sambungan lutut (skew > 20°) ............................... 118
Gambar 50 Tampak 3 dimensi penulangan sambungan lutut-tulangan horizontal . 120
Gambar 51 Tampak 3 dimensi penulangan sambungan lutut-tulangan horizontal dan
vertikal ...................................................................................................................... 121
Gambar 52 Detail penulangan geser sambungan .................................................. 122
Gambar 53 Lokasi penulangan geser vertikal pada sambungan ............................ 123
Gambar 54 Penulangan tambahan pada balok kepala untuk transfer gaya di
sambungan .............................................................................................................. 124
Gambar 55 Perlengkapan penghubung bangunan atas dan bawah, perlengkapan
penahan bangunan atas dan bawah (stopper) ........................................................ 127
Gambar 56 Perlengkapan penghubung dua gelagar bangunan atas .................... 127
Gambar 57 Perlengkapan penahan gerakan berlebih (jangkar) ............................. 128
Gambar 58 Penempatan STU/LUD pada perletakan bebas di puncak pilar .......... 129
Gambar 60 Bagan alir perencanaan gempa untuk jembatan (lanjutan) .................. 131
Gambar 61 Bagan alir analisis kebutuhan (demand analysis) ................................. 132
Gambar 62 Bagan alir analisis kapasitas simpangan .............................................. 133
Gambar 62 Bagan alir prosedur pemodelan ............................................................ 134
Gambar 64 Bagan alir prosedur pendetailan ........................................................... 135
Gambar 65 Bagan alir prosedur pendetailan (lanjutan) ........................................... 136
Gambar 66 Bagan alir perencanaan fondasi ........................................................... 137
Gambar 59 Tampak atas, pembebanan melintang .................................................. 138
Gambar 60 Tampak memanjang, pembebanan longitudinal ................................... 138
Gambar 61 Potongan memanjang dan melintang jembatan .................................... 140
RSNI2 2833:201X
x
Gambar 62 Peta percepatan puncak di batuan dasar (SB) untuk T = 0 detik,
probabilitas terlampaui 10% dalam 50 tahun ekuivalen dengan perioda ulang 475
tahun ........................................................................................................................ 140
Gambar 63 Peta hazard gempa Indonesia di batuan dasar spectra T=0.2 detik untuk
10% PE 50 tahun (perioda ulang 475 tahun) ........................................................... 142
Gambar 64 Peta hazard gempa Indonesia di batuan dasar spectra T=1 detik untuk
10% PE 50 tahun (perioda ulang 475 tahun) ........................................................... 143
Gambar 65 Respon spektra Wilayah Jakarta (Peta Gempa 2010) .......................... 144
Gambar 68 Kombinasi pembebanan gempa pada pusat massa penampang pilar . 150
Gambar 69 Spektrum gempa rencana wilayah Nagrek berdasarkan ...................... 151
Gambar 70 Penampang pilar P1 dan ....................................................................... 152
Gambar 71 Diagram Interaksi Pilar P1 dan respon gaya pada sumbu lemah (22) .. 153
Gambar 72 Diagram Interaksi Pilar P1 dan respon gaya pada sumbu kuat (33) ..... 153
Tabel 1 Penjelasan peta gempa 2010 ....................................................................... 14
Tabel 2 Kelas situs .................................................................................................... 21
Tabel 3 Besarnya nilai faktor amplifikasi FPGA untuk nilai percepatan puncak di
permukaan tanah ....................................................................................................... 22
Tabel 4. Besarnya nilai faktor amplifikasi untuk periode pendek (Fa) ........................ 23
Tabel 5. Besarnya nilai faktor amplifikasi untuk periode 1 detik (Fv) .......................... 23
Tabel 6 Kriteria kategori kepentingan jembatan ......................................................... 26
Tabel 10 Prosedur analisis ........................................................................................ 35
Tabel 11 Deskripsi prosedur analisis ........................................................................ 36
Tabel 12 Persyaratan jembatan beraturan (regular) .................................................. 36
Tabel 13 Persentase N berdasarkan KDS dan koefisien percepatan (As) ................. 52
Tabel 14 Metode pemodelan fondasi ........................................................................ 62
Tabel 15 Batas parameter kelangsingan ................................................................... 80
Tabel 16 Batas rasio lebar/tebal elemen .................................................................... 81
Tabel 17 Properti tegangan untuk baja tulangan ....................................................... 93
Tabel 18 Ukuran tulangan untuk daerah interlocking kolom .................................... 101
Tabel 19 Koefisien pegas K tegak lurus sumbu tiang .............................................. 126
Tabel 20 Kelas situs ................................................................................................ 141
Tabel 21 FPGA untuk nilai percepatan puncak di permukaan tanah ......................... 142
Tabel 22 Faktor amplifikasi untuk periode pendek (Fa) ........................................... 143
Tabel 23 Faktor amplifikasi untuk periode 1 detik (Fv) ............................................ 144
Tabel 24 Data SPT tanah di sekitar pilar P1 ........................................................... 147
Tabel 25 SPT berbobot tanah disekitar pilar P1 ..................................................... 148
RSNI2 2833:201X
xi
Tabel 26 Klasifikasi kelas situs ................................................................................ 149
Tabel 27 Beban mati struktur ................................................................................... 150
RSNI2 2833:201X
xii
Prakata
Standar perencanaan ketahanan gempa untuk jembatan merupakan modifikasi dan peninjauan ulang dari SNI 03-2833-2008, Standar Perencanaan Ketahanan Gempa untuk Jembatan‘dan mengacu pada AASHTO Guide Specification for LRFD Seismic Bridge Design, 2nd Edition, 2011. Revisi yang ada mencakup pengkinian peta gempa yang digunakan, pembagian kategori desain seismik (KDS), strategi perencanaan struktur, perencanaan beban gempa, beserta detailing elemen struktur. Pedoman ini dipersiapkan oleh Panitia Teknis No 91-01 Bahan Konstruksi Bangunan dan Rekayasa Sipil pada Subpanitia Teknis Rekayasa Jalan dan Jembatan 91-01/S2 melalui Gugus Kerja Jembatan dan Bangunan Pelengkap Jalan. Tata cara penulisan disusun mengikuti Pedoman Standardisasi Nasional (PSN) No. 8 Tahun 2007 dan dibahas dalam forum rapat konsensus yang diselenggarakan pada tanggal 26 Juli 2012 di Bandung, dengan melibatkan para narasumber, pakar dan lembaga terkait.
RSNI2 2833:201X
xiii
Pendahuluan
Perencanaan ketahanan gempa merupakan bagian yang penting dalam rangka pembangunan konstruksi jembatan. Seiring dengan perjalanan waktu diperlukan pengkinian dalam hal perencanaan ketahanan gempa untuk jembatan.
Peta gempa pada standar ini mengacu pada Peta Gempa 2010 yang telah disusun sebelumnya oleh Tim Revisi Peta Gempa Indonesia sehingga dapat mewakili keadaan seismisitas di Indonesia yang terkini. Peta gempa dalam standar ini meliputi peta percepatan puncak (PGA) dan respon spektra percepatan 0.2 detik dan 1.0 detik di batuan dasar (SB) yang mewakili dua level hazard (potensi bahaya) gempa 500 dan 1000 tahun dengan kemungkinan terlampaui 10% dalam 50 tahun dan 7% dalam 75 tahun.
Zonasi gempa didasarkan pada spektra percepatan permukaan periode 1 detik (SD1). Zonasi tersebut menggambarkan variasi resiko seismik dan digunakan untuk penentuan metode analisis, panjang tumpuan minimum, detail perencanaan. Kemudian untuk penentuan gaya gempa rencana digunakan faktor reduksi (R) yang menggambarkan daktilitas sesuai dengan tipe strukturnya.
Standar ini dimaksudkan sebagai pegangan dan petunjuk bagi para perencana dan pelaksana dalam melakukan perencanaan ketahanan gempa pada jembatan.
RSNI2 2833:201X
1 dari 154
Perencanaan Ketahanan Gempa untuk Jembatan
1 Ruang lingkup
Standar ini digunakan dalam perencanaan struktur jembatan tahan gempa dimana digunakan beberapa prinsip sebagai berikut :
• Struktur berperilaku dalam batas elastis akibat gempa skala kecil dan sedang tanpa terjadi kerusakan yang signifikan.
• Intensitas gerakan tanah dan gaya gempa yang realistis dalam prosedur perencanaan.
• Terhadap pengaruh gempa skala besar, jembatan tidak mengalami keruntuhan secara keseluruhan. Bila memungkinkan, kerusakan dapat dideteksi lebih dini untuk kemudian dapat dilakukan inspeksi dan perbaikan.
Standar ini harus digunakan dalam perencanaan dan pembangunan jembatan konvensional tahan gempa. Untuk jembatan non konvensional, pemilik pekerjaan harus menentukan atau menyepakati ketentuan yang sesuai. Yang dimaksud dengan jembatan konvensional adalah jembatan dengan bangunan atas berupa pelat, balok, gelagar boks, dan rangka, kemudian memiliki bangunan bawah berupa pilar dan menumpu pada pondasi dangkal atau pondasi tiang. Sedangkan yang termasuk jembatan nonkonvensional adalah jembatan kabel, jembatan gantung, jembatan dengan menara rangka atau pilar berongga, dan jembatan pelengkung. Jembatan sangat penting atau jembatan penting tidak secara spesifik diatur dalam standar ini yaitu :
• Jembatan yang harus dibuka untuk lalu-lintas setelah gempa rencana dan dapat dilalui kendaraan darurat dan untuk kepentingan keamanan, pertahanan, ekonomi, atau keselamatan, segera setelah gempa rencana.
• Jembatan yang minimum dapat dibuka untuk kendaraan darurat dan untuk kepentingan keamanan, pertahanan, ekonomi setelah gempa rencana dan dibuka untuk semua lalu-lintas dalam beberapa hari setelah terjadi gempa.
• Jembatan yang secara resmi ditentukan sebagai jembatan sangat penting oleh otoritas yang berwenang.
Pengaruh gempa terhadap gorong-gorong persegi dan bangunan bawah tanah tidak perlu diperhitungkan kecuali kegagalan gorong-gorong persegi dan bangunan bawah tanah dapat mempengaruhi fungsi jembatan. Pengaruh ketidakstabilan kondisi tanah (misalnya : likuifaksi, longsor, dan perpindahan patahan) terhadap fungsi jembatan harus diperhitungkan. Ketentuan pada standar harus dijadikan sebagai persyaratan minimum perencanaan ketahanan gempa untuk jembatan. Tambahan ketentuan dapat ditentukan oleh pemilik pekerjaan untuk mencapai kriteria kinerja yang lebih tinggi dengan kerusakan minimum seperti pada jembatan penting dan sangat penting. Dalam hal terdapat penambahan ketentuan, maka ketentuan tersebut harus disesuaikan dengan kondisi lapangan atau dibuat sesuai dengan tipe struktur. Untuk jembatan bentang tunggal atau jembatan yang termasuk dalam Kategori Desain Seismik A (KDS A) tidak diperlukan analisis gempa rinci. Namun, terdapat persyaratan minimum untuk KDS A yaitu berkaitan dengan panjang perletakan minimum sesuai dengan Pasal 6.12.
RSNI2 2833:201X
2 dari 154
Bagan alir perencanaan ketahanan gempa secara umum dapat dilihat pada Lampiran 1.
2 Acuan normatif - AASHTO Guide Specification for LRFD Seismic Bridge Design, 2nd Edition, 2011
- Peta Gempa Indonesia 2010 sebagai acuan dasar perencanaan dan perancangan infrastruktur tahan gempa, Surat Edaran Menteri PU No.12/SE/M/2010.
3 Istilah dan definisi Kecuali tidak sesuai atau tidak ada hubungannya dengan yang ditetapkan dalam standar ini, maka dalam standar ini berlaku beberapa pengertian sebagai berikut : 3.1 analisis gaya dorong statik cara analisis statik 2 dimensi atau 3 dimensi linier dan nonlinier dimana beban gempa dianggap bekerja pada pusat massa struktur dan diberikan secara bertahap hingga terjadi mekanisme keruntuhan. 3.2 analisis ragam spektrum respons cara analisis dimana respons dinamik total struktur jembatan didapat sebagai superposisi dari respons dinamik maksimum masing-masing ragamnya yang didapat melalui spektrum respons gempa rencana. 3.3 cara analisis dinamis cara perencanaan gempa melalui analisis perilaku dinamis struktur selama terjadi gempa. 3.4 cara koefisien gempa cara perencanaan gempa dimana beban gempa dikerjakan secara statis pada struktur, mempertimbangkan karakteristik getaran dari keadaan batas elastis dan plastis struktur. 3.5 cara perencanaan daktail cara perencanaan gempa dimana beban gempa dikerjakan secara statis pada struktur, mempertimbangkan daktilitas dan kekuatan dinamis dari keadaan batas plastis struktur. 3.6 daktilitas perbandingan antara simpangan plastis maksimum dari suatu komponen (atau struktur) dengan simpangan pada pelelehan pertama. 3.7 desain kapasitas metode perencanaan elemen yang mengijinkan perencana untuk mencegah kerusakan pada elemen tertentu dengan membuatnya menjadi sangat kuat untuk menahan beban saat elemen yang terdekat mencapai kapasitas lebihnya.
RSNI2 2833:201X
3 dari 154
3.8 elemen pemikul beban gempa komponen individu seperti kolom, sambungan, perletakan, fondasi, dan kepala jembatan, yang berperan dalam sistem pemikul beban gempa. 3.9 efek P-delta efek sekunder yang bekerja pada elemen struktur, yang diakibatkan oleh penambahan beban vertikal sebagai akibat dari perpindahan horisontal struktur 3.10 faktor kekuatan lebih perbandingan antara kekuatan lentur maksimum mungkin dari suatu komponen dengan kekuatan lentur nominalnya. 3.11 faktor modifikasi respon faktor yang digunakan untuk memodifikasi respon struktur akibat gempa berdasarkan analisis elastis untuk memperhitungkan perilaku daktail dan memperoleh gaya gempa rencana. 3.12 kekuatan lentur rencana kekuatan lentur nominal dari suatu komponen yang diberi faktor sesuai faktor reduksi kekuatan. 3.13 kekuatan lentur nominal kekuatan lentur nominal ultimit-putus dari suatu komponen yang diperhitungkan. 3.14 kekuatan lebih kekuatan lentur nominal yang diberi faktor sesuai faktor kekuatan lebih (overstrength). 3.15 kelas situs klasifikasi situs yang dilakukan berdasarkan kondisi tanah di lapangan. 3.16 kinerja keselamatan level minimum kinerja jembatan terhadap gempa yang diatur pada standar ini dan bertujuan untuk melindungi manusia selama terjadinya gempa 3.17 kinerja operasional tingkatan kinerja seismik dimana direncanakan jembatan harus tetap dapat beroperasi dan hanya mengalami kerusakan kecil setelah terjadi gempa besar. 3.18 kombinasi kuadrat lengkap formulasi statistik untuk mengkombinasikan respon modal pada struktur akibat gempa pada satu arah tertentu.
RSNI2 2833:201X
4 dari 154
3.19 level kerusakan ukuran kinerja seismik berdasarkan besarnya kerusakan yang terjadi akibat gempa rencana. 3.20 likuifaksi kondisi dimana tanah kehilangan kuat geser akibat gempa sehingga daya dukung tanah turun secara mendadak. 3.21 ortogonal tinjauan dalam dua arah saling tegak lurus (keduanya membentuk sudut 90°). 3.22 persyaratan daktilitas daktilitas yang diperlukan oleh suatu struktur untuk menahan kombinasi pembebanan gempa rencana. 3.23 sistem pemikul beban gempa sistem yang memiliki alur gaya yang handal dan tidak terganggu untuk mentransfer gaya gempa ke tanah dan memiliki sistem disipasi energi yang cukup untuk mengontrol perpindahan struktur. 3.24 sendi plastis daerah pada komponen struktur, biasanya pada kolom atau pilar yang mengalami leleh lentur dan rotasi plastis namun tetap memiliki kekuatan lentur yang cukup.
RSNI2 2833:201X
5 dari 154
4 Persyaratan Umum
4.1 Kriteria kinerja Jembatan harus direncanakan untuk kinerja keselamatan dengan memperhitungkan bahaya gempa dengan kemungkinan terlampaui 7% dalam 75 tahun. Kinerja yang lebih tinggi seperti kinerja operasional dapat ditetapkan oleh pihak yang berwenang. Kinerja keselamatan dalam hal ini menunjukkan bahwa jembatan diizinkan untuk mengalami kerusakan tetapi tidak boleh runtuh. Kerusakan yang dimaksud dapat berupa retak, kegagalan tulangan, beton terkelupas, tekuk lokal pada kolom baja, tekuk lokal dan global bresing baja, dan retak pada lantai jembatan. Terhadap kondisi tersebut maka perlu dilakukan perbaikan. Penggantian parsial atau lengkap pada kolom diperlukan untuk beberapa kasus. Untuk situs yang rentan terhadap likuifaksi, aliran lateral akibat likuifaksi, serakan lateral akibat likuifaksi, deformasi inelastik diijinkan pada tiang pancang dan pipa baja. Penggantian parsial atau menyeluruh pada kolom, tiang pancang, atau shaft dapat dilakukan. Bila penggantian kolom atau komponen lainnya ingin dihindari, maka strategi perencanaan yang menghasilkan kerusakan kecil dan sedang seperti penggunaan isolasi seismik atau sistem kontrol dan konsep desain perbaikan harus dilakukan. Untuk lokasi dengan potensi aliran tanah lateral, maka strategi perencanaan harus memperhitungkan penggunaan metode perbaikan tanah yang dapat membatasi pergerakan tanah lateral. 4.2 Daktilitas Struktur (µ) Sistem struktur jembatan tahan gempa harus didesain sedemikian sehingga dapat mengalami deformasi inelastis saat terjadi gempa. Deformasi inelastis dapat dicapai dengan memberikan tingkat daktilitas tertentu pada komponen struktur. Komponen beton bertulang dengan detailing yang baik dan komponen baja yang terdiri dari penampang kompak umumnya mempunyai suatu daktilitas sebesar paling sedikit delapan. Daktilitas dari komponen beton pratekan sedang dalam penelitian, tetapi dapat dianggap bahwa komponen pratekan parsial dengan tendon bonded penuh akan juga mempunyai daktilitas sebesar delapan. Penggunaan pratekan penuh dan tendon unbonded dalam komponen yang dapat membentuk sendi plastis, tidak dianjurkan. Daktilitas keseluruhan (µ) dari suatu struktur harus dibatasi sampai enam berkaitan dengan ketidakpastian dalam hubungan struktural dan untuk mencegah kerusakan pada gempa kecil yang sering terjadi. Untuk maksud perencanaan, struktur dapat dibedakan sebagai struktur daktail penuh, daktail parsial atau tidak daktail:
ε
ε
μΔ + Δ
=Δ
p (1)
Keterangan : µ adalah daktilitas struktur ∆ε adalah simpangan komponen atau struktur pada batas daerah elastis, yaitu
pada pelelehan pertama ∆p adalah simpangan plastis tambahan dari komponen atau struktur setelah
mencapai batas elastis
RSNI2 2833:201X
6 dari 154
Gambar 1 Daktilitas
Struktur daktail penuh adalah struktur yang dapat membentuk mekanisme sendi plastis untuk menyerap energi yang dihasilkan gerakan gempa. Struktur tersebut dapat terus mengalami deformasi setelah mekanisme plastifikasi tanpa peningkatan berarti dalam gaya horisontal yang bekerja. Untuk efektivitas, deformasi tersebut harus dapat kembali ke kondisi semula (reversibel) dan harus dapat bertahan pada beberapa siklus pembebanan. Struktur daktail parsial juga memiliki kemampuan membentuk sendi plastis, tetapi pada struktur terdapat elemen seperti perletakan karet, pilar tanpa sendi, dan lain-lain yang tetap elastis. Pada struktur ini, beban horisontal yang bekerja akan terus meningkat dengan bertambahnya deformasi. Struktur tidak daktail, tidak mengalami leleh selama gerakan gempa tetapi tetap elastis sampai terjadi keruntuhan. 4.3 Persyaratan sistem pemikul beban gempa untuk KDS C dan D Untuk jembatan yang termasuk dalam KDS C dan D, maka jembatan dan fondasinya harus memiliki sistem pemikul beban gempa untuk mencapai kriteria keselamatan. Untuk Kategori Desain Seismik B, maka identifikasi terhadap sistem pemikul beban gempa harus dilakukan. Sistem pemikul beban gempa harus memiliki alur gaya yang handal dan tidak terganggu untuk menyebarkan gaya gempa pada tanah di sekelilingnya dan mekanisme disipasi energi yang cukup untuk mengontrol pergerakan struktur. Seluruh elemen struktur dan fondasi harus dapat mencapai perpindahan rencana yang sesuai dengan kebutuhan perencanaan. Perencanaan harus mengacu pada 3 strategi desain seismik yang digunakan pada standar ini berdasarkan karakteristik perilaku yang diharapkan untuk jembatan yaitu sebagai berikut :
RSNI2 2833:201X
7 dari 154
Tipe 1 yaitu perencanaan bangunan bawah yang daktail dengan bangunan atas yang bersifat elastis. Kategori ini termasuk mekanisme sendi plastis pada kolom, dinding, dan kepala jembatan yang terjadi akibat tekanan tanah pasif. Kemudian termasuk juga fondasi yang mengalami sendi plastis dalam tanah seperti pada tiang pancang dan kepala jembatan integral pada tiang. Tipe 2 yaitu perencanaan bangunan bawah yang elastis dengan bangunan atas yang bersifat daktail. Tipe ini hanya berlaku untuk jembatan dengan bangunan atas tipe baja dan daktilitas tercapai pada elemen daktail pada portal pilar. Tipe 3 yaitu perencanaan bangunan bawah dan bangunan atas yang bersifat elatis dengan mekanisme gabungan pada hubungan antara bangunan atas dan bangunan bawah. Kategori ini mencakup struktur dengan sistem isolasi landasan dan elemen disipasi energi seperti damper yang digunakan untuk mengontrol gaya inersia dari bangunan atas ke bangunan bawah. Untuk tujuan penggunaan sistem struktur yang sesuai dan kinerja kepada pemilik pekerjaan, sistem pemikul beban gempa dan elemen pemikul beban gempa dikategorikan sebagai berikut : • Diijinkan • Diijinkan dengan persetujuan pemilik pekerjaan • Tidak direkomendasikan untuk jembatan baru
Kategori tersebut berlaku untuk semua sistem struktur dan elemen struktur. Untuk sistem struktur yang berada pada kategori diijinkan, maka elemen pemikul beban gempa harus berada kategori yang diijinkan. Bila terdapat elemen pemikul beban gempa berada pada kriteria tidak diijinkan, maka seluruh sistem akan berada pada kriteria tidak diijinkan pula. Sistem dan elemen struktur yang diijinkan seperti pada Gambar 2 dan Gambar 3 harus memiliki beberapa karakteristik sebagai berikut : • Semua aksi inelastis harus bersifat daktail dan muncul pada lokasi yang dapat
diinspeksi dan diperbaiki. Tiang pancang yang dibebani akibat pergerakan lateral akibat likuifaksi diijinkan untuk mengalami mekanisme sendi plastis di bawah tanah dan tidak membutuhkan kriteria kinerja yang lebih tinggi. Bila seluruh elemen struktur didesain dengan elastis, maka tidak ada antisipasi terhadap deformasi inelastis dan elemen yang elastis diijinkan, tetapi pendetailan minimum dibutuhkan sesuai dengan Kategori Desain Seismik.
• Aksi inelastis pada elemen struktur tidak membahayakan kemampuan struktur dalam memikul beban gravitasi. (misalnya ; balok kepala dan sendi pada bangunan atas)
RSNI2 2833:201X
8 dari 154
Gambar 2 Sistem pemikul beban gempa yang diijinkan
Respon longitudinal Respon longitudinal
Respon transversal Respon transversal atau longitudinal
• Sendi plastis pada lokasi yang dapat diinspeksi atau desain elastis kolom
• Tahanan kepala jembatan tidak diperlukansebagai bagian dari sistem pemikul bebangempa
• Knock off backwall diijinkan
• Perletakan dapat mengakomodasi perpindahan • Kepala jembatan tidak diperlukan sebagai bagian
dari sistem pemikul beban gempa
• Sendi plastis pada lokasi yang dapat diinspeksi • Tahanan kepala jembatan tidak diperlukan sebagai
bagian dari sistem pemikul beban gempa, kerusakanangkur geser diijinkan
• Sendi plastis pada lokasi yang dapat diinspeksi • Perletakan dengan atau tanpa disipasi energi untuk
membatasi perpindahan
Respon transversal atau longitudinal Respon longitudinal
• Kepala jembatan dibutuhkan untuk menahan gemparencana secara elastis
• Tekanan tanah pasif harus kurang dari 0,7 dari nilaitekanan pasif kondisi normal
• Sendi plastis pada lokasi yang dapat diinspeksi • Bentang banyak dan sistem tumpuan sederhana
dengan panjang tumpuan yang cukup
RSNI2 2833:201X
9 dari 154
Gambar 3 Sistem pemikul beban gempa yang diijinkan (lanjutan)
Sendi plastis dibawah kepalatiang termasuk tiang pancang
Isolasi seismik atau perletakan yang didesain untuk mengakomodasi perpindahan tanpa mengalami kerusakan
Tiang pancang dengan kondisi kepala bersendi
Sendi plastis di atas/ dekat tanah
Bresing konsentris daktail yang mengalami leleh tarik dan tekuk akibat tekan
Kolom dengan reduksi momen atau bersendi
Kepala tiang yang terlindung termasuk kepala tiang miring yang berperilaku elastis
Dinding pilar dengan atau tanpa tiang pancang
Sendi plastis di dasar pilar dinding pada sumbu lemah
Fondasi telapak yang memenuhi kriteria overturning
Tahanan pasif kepala jembatan diperlukan sebagai bagian sistem pemikul gempa
Gunakan tahanan pasif tanah 70% nilai nominal
Dudukan kepala jembatan dimana backwall dirancang untuk menyatu
Kolom dengan pembesaran dengan atau tanpa gap isolasi
gap isolasi
Dudukan kepala jembatan dimana backwall dirancang untuk menahan beban kejut dalam batas elastis
RSNI2 2833:201X
10 dari 154
Elemen-elemen seperti pada Gambar 4 yang tidak memenuhi kriteria yang diijinkan dapat digunakan dengan persetujuan pemilik pekerjaan. Elemen struktur yang tidak termasuk dalam 2 kategori yang diijinkan seperti pada Gambar 5, maka tidak direkomendasikan untuk digunakan. Namun, bila terdapat pertimbangan yang cukup diberikan terhadap seluruh perilaku struktur dan potensi mekanisme yang tidak diinginkan diminimalkan, maka sistem tersebut dapat digunakan dengan persetujuan pemilik pekerjaan.
Gambar 4 Sistem pemikul beban gempa dimana diperlukan
persetujuan pemilik pekerjaan
Tahanan pasif kepala jembatan diperlukan sebagai bagian dari kekuatan pasif sistem pemikul beban gempa
Gunakan tahanan pasif tanah 100% nilai nominal
Diafragma daktail pada bangunan atas
Gelincir fondasi telapak pada kepala jembatan untuk membatasi transfer gaya
Pembatasan pergerakan terhadap kapasitas perpindahan
Fondasi diijinkan untuk guling
Tiang grup diperbolehkan untuk turun atau uplift akibat gempa
Pilar dinding pada tiang pancang yang tidak cukup kuat untuk mengalami mekanisme sendi plastis ke dinding, dan tidak didesain dengan gaya gempa elastik
Pastikan respon daktail terbatas pada tiang pancang
Tiang pancang yang tidak terlindungi (misalnya, tiang kepala jembatan integral atau kepala jembatan pada tiang yang tidak menyatu secara melintang
Pastikan respon daktail terbatas pada tiang pancang
Pastikan respon daktail terbatas pada tiang pancang
Pastikan respon daktail terbatas pada tiang pancang
Sendi plastis di dalam tanah pada dinding tiang pancang
Sistem tiang miring dimana kapasitas dan/atau mekanisme sendi pada tanah menentukan mekanisme sendi plastis
RSNI2 2833:201X
11 dari 154
Gambar 5 Sistem pemikul beban gempa yang tidak direkomendasikan untuk jembatan baru
Sistem tiang miring yang tidak didesain menyatu secara struktur dengan elemen dengan kapasitas daktilitas yang cukup
Sendi plastis pada bangunan atas
Sendi plastis pada balok kepala (khususnya sendi yang menyebabkan pergerakan gelagar) juga termasuk portal bresing eksentris dengan gelagar yang didukung oleh balok kepala.
Sistem perletakan yang tidak mengakomodasi perpindahan dan/atau gaya (misalnya rocker bearing)
RSNI2 2833:201X
12 dari 154
Gambar 6 Desain menggunakan sistem struktur tipe 1
Pendekatan desain seismik tipe 1 dimana bangunan bawah dirancang untuk berperilaku daktail dan bangunan atas untuk tetap berperilaku elastis adalah berdasarkan asumsi bahwa deformasi inelastis yang signifikan dapat terjadi pada daktilitas ≥ 4. Hal lain yang menjadi asumsi pada ketentuan ini adalah bahwa perpindahan akibat respons inelastis jembatan kurang lebih sama terhadap perpindahan yang ditentukan berdasarkan analisis respon spektrum linier elastis. Hal tersebut dapat dilihat pada Gambar 6 dimana diasumsikan kapasitas perpindahan
LCΔ kurang lebih sama dengan kebutuhan perpindahan L
DΔ . Asumsi ini tidak berlaku untuk struktur yang memiliki periode alami rendah (kaku) dimana dianggap tidak konservatif.
Perpindahan
Beban
Respons aktual
Respons idealisasi
RSNI2 2833:201X
13 dari 154
4.4 Analisis bahaya (hazard) gerak tanah akibat gempa Bahaya gerak tanah akibat gempa harus dikarakterisasi dengan menggunakan respon spektrum percepatan. Respon spektrum percepatan dapat ditentukan baik dengan prosedur umum sesuai dengan Pasal 4.4.1 atau berdasarkan prosedur spesifik-situs sesuai dengan Pasal 4.4.2. Pada prosedur umum, maka parameter respon spektra harus ditentukan berdasarkan peta bahaya gempa (Gambar 7 sampai dengan Gambar 12) yang mewakili dua level hazard (potensi bahaya) gempa 500 dan 1000 tahun.
Untuk prosedur spesifik-situs dapat terdiri dari analisis bahaya spesifik-situs, analisis respon gerak tanah spesifik-situs, atau keduanya. Analisis bahaya spesifik-situs perlu dilakukan bila terdapat kondisi sebagai berikut :
• Jembatan bersifat penting dan sangat penting yang berada di dalam 10 km dari patahan membutuhkan analisis spesifik-situs, dimana diperlukan derajat kepercayaan yang tinggi untuk mencapai kinerja seperti yang disebutkan pada Pasal 4.1.
• Terdapat informasi terbaru mengenai aktivitas kegempaan di lokasi tertentu sehingga dapat memberikan perubahan yang signifikan terhadap bahaya gempa di lokasi tersebut.
Analisis respon gerak tanah spesifik-situs perlu dilakukan bila terdapat kondisi sebagai berikut :
• Bila situs termasuk dalam kategori situs kelas F sesuai Tabel 2. • Jembatan bersifat penting dan sangat penting yang berada di dalam 10 km dari
patahan membutuhkan analisis spesifik-situs, dimana diperlukan derajat kepercayaan yang tinggi untuk mencapai kinerja seperti yang disebutkan pada Pasal 4.1.
Bila lokasi situs berada pada 10 km dari patahan aktif yang berpotensi menimbulkan gempa magnitudo 5 dan pengaruh dekat patahan tidak dimodelkan maka pengaruh arah harus diperhitungkan sebagai berikut :
• Gerak tanah yang lebih besar akibat lokasinya yang dekat dengan patahan aktif,
• Efek langsung yang dapat meningkatkan gerak tanah untuk periode lebih besar dari 0,5 detik bila patahan merambat ke lokasi, dan
• Efek arah yang dapat meningkatkan gerak tanah untuk periode lebih besar dari 0,5 detik dalam arah tegak lurus terhadap strike atau patahan.
4.4.1 Prosedur umum untuk penentuan respon spektra Peta gempa dalam ketentuan ini meliputi peta percepatan puncak (PGA) dan respon spektra percepatan 0.2 detik dan 1.0 detik di batuan dasar (SB) yang mewakili dua level hazard (potensi bahaya) gempa 500 dan 1000 dengan kemungkinan terlampaui 10% dalam 50 tahun dan 7% dalam 75 tahun. Definisi batuan dasar SB adalah lapisan batuan di bawah muka tanah yang memiliki memiliki kecepatan rambat gelombang geser (Vs) yang mencapai 750 m/detik dan tidak ada lapisan batuan lain di bawahnya yang memiliki nilai kecepatan rambat gelombang geser yang kurang dari itu. Penjelasan untuk masing-masing peta dapat dilihat pada Tabel 1.
RSNI2 2833:201X
14 dari 154
Tabel 1 Penjelasan peta gempa 2010
No No Gambar Level Gempa Keterangan
1 Gambar 7 10% dalam 50
tahun (500 tahun)
Peta percepatan puncak di batuan dasar (PGA)
2 Gambar 8 Peta respon spektra percepatan 0.2 detik di batuan dasar (SB)
3 Gambar 9 Peta respon spektra percepatan 1.0 detik di batuan dasar (SB)
4 Gambar 10 7% dalam 75
tahun (1000 tahun)
Peta percepatan puncak di batuan dasar (PGA)
5 Gambar 11 Peta respon spektra percepatan 0.2 detik di batuan dasar (SB)
6 Gambar 12 Peta respon spektra percepatan 1.0 detik di batuan dasar (SB)
RSNI2 2833:201X
15 dari 154
Gambar 7 Peta percepatan puncak di batuan dasar (PGA) untuk probabilitas terlampaui 10% dalam 50 tahun
RSNI2 2833:201X
16 dari 154
Gambar 8 Peta respon spektra percepatan 0.2 detik di batuan dasar untuk probabilitas terlampaui 10% dalam 50 tahun
RSNI2 2833:201X
17 dari 154
Gambar 9 Peta respon spektra percepatan 1 detik di batuan dasar untuk probabilitas terlampaui 10% dalam 50 tahun
Gaambar 10 Peta ppercepatan punncak di batuan
18 dari 154
dasar (PGA) unntuk probabilitaas terlampaui 7
R
7% dalam 75 tah
RSNI2 2833:201
hun
X
Gambarr 11 Peta respon spektra perceepatan 0.2 deti
19 dari 154
k di batuan das
sar untuk probaabilitas terlamp
R
paui 7% dalam 7
RSNI2 2833:201
75 tahun
X
Gambaar 12 Peta respoon spektra perccepatan 1 detik
20 dari 154
k di batuan dasaar untuk probabilitas terlampa
R
aui 7% dalam 7
RSNI2 2833:201
75 tahun
X
RSNI2 2833:201X
21 dari 154
4.4.1.1 Klasifikasi situs Klasifikasi situs pada pasal ini ditentukan untuk lapisan setebal 30 m sesuai dengan yang didasarkan pada korelasi dengan hasil penyelidikan tanah lapangan dan laboratorium.
Tabel 2 Kelas situs
Kelas Situs sV (m/s) (kPa)
A. Batuan Keras sV ≥ 1500 N/A N/A
B. Batuan 750 < sV < 1500 N/A N/A
C. Tanah Sangat Padat dan Batuan Lunak 350 < sV < 750 N >50 > 100
D. Tanah Sedang 175 < sV < 350 15 < N < 50 50 < < 100
E. Tanah Lunak sV < 175 N <15 < 50 Atau setiap profil lapisan tanah dengan ketebalan lebih
dari 3 m dengan karakteristik sebagai berikut : 1. Indeks plastisitas, PI > 20, 2. Kadar air (w) > 40%, dan 3. Kuat geser tak terdrainase < 25 kPa
F. Lokasi yang membutuhkan penyelidikan geoteknik dan analisis respon dinamik spesifik
Setiap profil lapisan tanah yang memiliki salah satu atau lebih dari karakteristik seperti : - Rentan dan berpotensi gagal terhadap beban
gempa seperti likuifaksi, tanah lempung sangat sensitif, tanah tersementasi lemah
- Lempung organik tinggi dan/atau gambut (dengan ketebalan > 3m)
- Plastisitas tinggi (ketebalan H > 7.5m dengan PI > 75)
- Lapisan lempung lunak/medium kaku dengan ketebalan H > 35m
Catatan : N/A = tidak dapat digunakan
Disarankan menggunakan sedikitnya 2 (dua) jenis penyelidikan tanah yang berbeda dalam pengklasifikasian jenis tanah ini. Pada Tabel 2 sV , N , dan uS adalah nilai rata-rata cepat rambat gelombang geser, hasil uji penetrasi standar, dan kuat geser tak terdrainase dengan tebal lapisan tanah sebagai besaran pembobotnya dan harus dihitung menurut persamaan-persamaan sebagai berikut :
si
m
ii
m
ii
vt
t
sV/
1
1
∑
∑
=
==
(2)
Nt
t
m
ii
m
ii
N/
1
1
∑
∑
=
== (3)
RSNI2 2833:201X
22 dari 154
ui
m
ii
m
ii
St
tuS
/1
1
∑
∑
=
== (4)
Keterangan : ti adalah tebal lapisan tanah ke-i, Vsi adalah kecepatan rambat gelombang geser melalui lapisan tanah ke-i, Ni adalah nilai hasil uji penetrasi standar lapisan tanah ke-i, Sui adalah kuat geser tak terdrainase lapisan tanah ke-i, m adalah jumlah lapisan tanah yang ada di atas batuan dasar. ∑=
m
iit
1
= 30 m.
4.4.1.2 Percepatan puncak di permukaan tanah Besarnya percepatan puncak di permukaan tanah ditentukan dengan mengalikan faktor amplifikasi percepatan (FPGA) dengan besar percepatan puncak di batuan dasar yang diperoleh dari Gambar 7 dan Gambar 10. Besarnya FPGA tergantung dari klasifikasi situs yang didasarkan pada Tabel 2 . Nilai FPGA ditentukan dari Tabel 3.
Tabel 3 Besarnya nilai faktor amplifikasi FPGA untuk nilai percepatan puncak di permukaan tanah
Kelas situs PGA ≤ 0.1 PGA = 0.2 PGA= 0.3 PGA = 0.4 PGA ≥ 0.5Batuan Keras (SA) 0.8 0.8 0.8 0.8 0.8
Batuan (SB) 1.0 1.0 1.0 1.0 1.0 Tanah Keras (SC) 1.2 1.2 1.1 1.0 1.0
Tanah Sedang (SD) 1.6 1.4 1.2 1.1 1.0 Tanah Lunak (SE) 2.5 1.7 1.2 0.9 0.9
Tanah Khusus (SF) SS SS SS SS SS Catatan : Untuk nilai-nilai antara dapat dilakukan interpolasi linier.
Keterangan: PGA adalah nilai percepatan puncak di batuan dasar mengacu pada Peta Gempa
Indonesia 2010 (Gambar 7 atau Gambar 10 ); SS adalah lokasi yang memerlukan investigasi geoteknik dan analisis respon dinamik
spesifik.
Percepatan puncak di permukaan tanah didapatkan menggunakan persamaan sebagai berikut:
AS = FPGA. PGA (5)
Keterangan: AS adalah nilai percepatan puncak di permukaan tanah berdasarkan klasifikasi
situs; FPGA adalah faktor amplifikasi untuk PGA; PGA adalah nilai percepatan puncak di batuan dasar mengacu pada Peta Gempa
Indonesia 2010 (Gambar 7 atau Gambar 10). 4.4.1.3 Respon spektra di permukaan tanah Respon spektra adalah nilai yang menggambarkan respon maksimum dari sistem berderajat-kebebasan-tunggal pada berbagai frekuensi alami (periode alami) teredam akibat suatu goyangan tanah. Untuk kebutuhan praktis, maka respon spektra dibuat dalam bentuk respon spektra yang sudah disederhanakan.
RSNI2 2833:201X
23 dari 154
Untuk penentuan respon spektra di permukaan tanah, diperlukan suatu faktor amplifikasi pada periode pendek (T=0.2 detik) dan periode 1.0 detik. Faktor amplifikasi meliputi faktor amplifikasi getaran terkait percepatan pada getaran periode pendek (Fa) dan faktor amplifikasi terkait percepatan yang mewakili getaran periode 1.0 detik (Fv). dan memberikan nilai-nilai Fa dan Fv tersebut untuk berbagai klasifikasi jenis tanah sesuai.
Tabel 4. Besarnya nilai faktor amplifikasi untuk periode pendek (Fa)
Kelas situs Ss ≤ 0.25 Ss = 0.5 Ss = 0.75 Ss = 1.0 Ss ≥ 1.25 Batuan Keras (SA) 0.8 0.8 0.8 0.8 0.8
Batuan (SB) 1.0 1.0 1.0 1.0 1.0 Tanah Keras (SC) 1.2 1.2 1.1 1.0 1.0
Tanah Sedang (SD) 1.6 1.4 1.2 1.1 1.0 Tanah Lunak (SE) 2.5 1.7 1.2 0.9 0.9
Tanah Khusus (SF) SS SS SS SS SS Catatan : Untuk nilai-nilai antara dapat dilakukan interpolasi linier
Keterangan: Ss adalah parameter respon spektral percepatan gempa untuk periode pendek (T=0.2
detik) mengacu pada Peta Gempa Indonesia 2010 (Gambar 8 atau Gambar 11); SS adalah lokasi yang memerlukan investigasi geoteknik dan analisis respon dinamik
spesifik.
Tabel 5. Besarnya nilai faktor amplifikasi untuk periode 1 detik (Fv)
Kelas situs S1 ≤ 0.1 S1 = 0.2 S1 = 0.3 S1 =0.4 S1 ≥ 0.5 Batuan Keras (SA) 0.8 0.8 0.8 0.8 0.8
Batuan (SB) 1.0 1.0 1.0 1.0 1.0 Tanah Keras (SC) 1.7 1.6 1.5 1.4 1.3
Tanah Sedang (SD) 2.4 2.0 1.8 1.6 1.5 Tanah Lunak (SE) 3.5 3.2 2.8 2.4 2.4
Tanah Khusus (SF) SS SS SS SS SS Catatan : Untuk nilai-nilai antara dapat dilakukan interpolasi linier
Keterangan: S1 adalah parameter respon spektral percepatan gempa untuk periode 1.0 detik mengacu
pada Peta Gempa Indonesia 2010 (Gambar 9 atau Gambar 12). SS adalah lokasi yang memerlukan investigasi geoteknik dan analisis respon dinamik
spesifik
Respon spektra di permukaan tanah ditentukan dari 3 (tiga) nilai percepatan puncak yang mengacu pada peta gempa Indonesia 2010 (PGA, SS dan S1), serta nilai faktor amplifikasi Fa dan Fv. Perumusan respon spektra adalah sebagai berikut :
AS = FPGA x PGA (6)
SDS = Fa x Ss (7)
SD1 = Fv x S1 (8) Dengan beberapa catatan sebagai berikut :
1. Untuk periode lebih kecil dari T0, respon spektra percepatan (Sa) didapatkan dari persamaan berikut :
( )
0a DS s s
TS S A AT
= − + (9)
RSNI2 2833:201X
24 dari 154
2. Untuk periode lebih besar atau sama dengan T0, dan lebih kecil atau sama dengan TS, respon spektra percepatan, Sa adalah sama dengan SDS.
3. Untuk periode lebih besar dari TS, respon spektra percepatan, Sa didapatkan dari persamaan berikut :
= 1D
aSST
(10)
Keterangan: SDS adalah nilai spektra permukaan tanah pada periode pendek (T=0.2 detik). SD1 adalah nilai spektra permukaan tanah pada periode 1.0 detik T0 = 0.2 Ts
Ts = 1D
DS
SS
Penggunaan masing-masing persamaan dapat membentuk respon spektra di permukaan seperti diperlihatkan pada Gambar 13.
Gambar 13 Bentuk tipikal respon spektra di permukaan tanah 4.4.2 Prosedur spesifik-situs untuk penentuan respon spektra Prosedur spesifik-situs dapat dilakukan untuk pembuatan respon spektra rencana sesuai dengan Pasal 4.4 dan dapat dilakukan di lokasi manapun sesuai dengan persetujuan pemilik pekerjaan. Kecuali disetujui oleh pemilik pekerjaan, respon spektrum yang diperoleh baik dengan cara analisis bahaya spesifik-situs, analisis respon gerak tanah spesifik-situs, atau keduanya, maka spektrum tersebut tidak boleh lebih kecil dari duapertiga dari respon spektrum permukaan yang diperoleh dengan cara prosedur umum pada Pasal 5.1 di daerah 0,5Tf hingga 2Tf pada spektrum, dimana Tf adalah periode fundamental jembatan. Untuk analisis lainnya seperti pemeriksaan likuifaksi dan perencanaan dinding penahan tanah, maka percepatan pada permukaan tanah harus kurang dari duapertiga dari nilai As pada prosedur umum.
To =0,2Ts
Ts =SD1/SDS
Sa =SD1/T
As=FPGAPGA
SD1=FvS1
1
SDS=FaSS
0,20 Periode (detik)
RSNI2 2833:201X
25 dari 154
4.4.2.1 Analisis bahaya spesifik-situs Bila digunakan Probabilistic Seismic Hazard Analysis (PSHA), maka analisis spesifik-situs harus dilakukan untuk menghasilkan respon spektrum percepatan yang memperhitungkan kemungkinan terlampaui 7% dalam 75 tahun (gempa 1000 tahun) pada nilai spektra dalam rentang periode yang ditentukan. Pada analisis ini harus ditetapkan hal-hal sebagai berikut :
• Sumber gempa yang berkontribusi di sekitar situs yang ditinjau,
• Batas atas magnitudo gempa untuk tiap sumber gempa,
• Median dari hubungan atenuasi untuk nilai spektra respon percepatan dan deviasi standar yang terkait,
• Hubungan magnitudo dan pengulangan yang terjadi untuk tiap sumber gempa, dan
• Hubungan magnitudo dan panjang atau luas area patahan untuk tiap sumber gempa.
Bila digunakan Deterministic Seismic Hazard Analysis (DSHA), maka pada analisisnya harus ditetapkan semua ketentuan pada PSHA, kecuali hubungan magnitudo dan pengulangan yang terjadi untuk tiap sumber gempa. Spektrum deterministik spesifik situs pada permukaan tanah disesuaikan nilainya dengan menggunakan faktor amplifikasi sesuai dengan jenis situs sesuai dengan Tabel 2 tidak boleh lebih kecil dari respon spektrum percepatan yang memperhitungkan kemungkinan terlampaui 7% dalam 75 tahun (gempa 1000 tahun) yang diperoleh dengan cara prosedur umum pada Pasal 5.1 pada daerah 0,5Tf hingga 2Tf pada spektrum, dimana Tf adalah periode fundamental jembatan. Hal yang sama juga berlaku untuk percepatan tanah As.
Bilamana penggunaan spektrum deterministik lebih sesuai, maka spektrum tersebut dapat :
• Merupakan nilai terluar (envelope) dari nilai median spektra yang dihitung untuk magnitudo gempa maksimum karakteristik pada patahan aktif yang diketahui, atau
• Spektra deterministik untuk tiap patahan dan tanpa adanya spektrum kontrol, maka tiap spektrum harus digunakan.
Ketidakpastian dalam pemodelan sumber gempa dan nilai parameter harus diperhitungkan pada PSHA dan DSHA. Dokumen analisis bahaya gempa harus ditelaah oleh tenaga ahli yang terkait.
Untuk situs yang terletak pada 10 km di patahan aktif atau patahan dangkal, maka pengaruh dari patahan terhadap gerak tanah harus diperhitungkan karena dapat berpengaruh signifikan terhadap jembatan.
4.4.2.2 Analisis respon gerak tanah spesifik-situs Analisis untuk menentukan pengaruh kondisi situs sesuai Pasal 4.4, pengaruh kondisi tanah lokal ditentukan berdasarkan penyelidikan geoteknik spesifik-situs dan analisis respon dinamik situs. Penyelidikan spesifik-situs harus dilakukan sesuai dengan Pasal 8.2. Metode untuk melakukan analisis respon tanah dinamik spesifik-situs terdiri dari pengembangan model profil tanah dan kemudian menggunakan metode model numerik untuk mengevaluasi pengaruh tanah terhadap perambatan gelombang gempa yang mewakili.
RSNI2 2833:201X
26 dari 154
4.4.3 Periode alami jembatan Periode getaran jembatan yang digunakan untuk menghitung geser dasar harus dihitung dari analisa yang meninjau seluruh elemen bangunan yang memberikan kekakuan dan fleksibilitas dari sistem fondasi.
Untuk bangunan yang mempunyai satu derajat kebebasan yang sederhana (SDOF), rumus berikut dapat digunakan :
T = 2π WgK
(11)
Keterangan : T adalah waktu getar untuk freebody pilar dengan derajat kebebasan tunggal
pada jembatan bentang sederhana (detik) g adalah percepatan gravitasi (m/detik2) W adalah berat total nominal bangunan atas termasuk beban mati tambahan
ditambah setengah berat dari pilar (bila perlu diperhitungkan) (kN) K adalah kekakuan struktur yaitu gaya yang diperlukan untuk menimbulkan satu
satuan simpangan pada bagian atas pilar atau kolom (kN/m) Jembatan memiliki waktu getar yang berbeda pada arah memanjang dan melintang sehingga beban gempa rencana yang berbeda harus dihitung untuk masing-masing arah.
4.5 Kategori kepentingan Pemilik pekerjaan atau pihak yang berwenang dapat menentukan kriteria jembatan berdasarkan kategori kepentingan seperti pada Tabel 6 sebagai berikut.
Tabel 6 Kriteria kategori kepentingan jembatan
Kategori kepentingan Definisi Periode ulang
gempa rencana
Jembatan sangat penting
(critical bridges)
Jembatan yang harus dibuka untuk lalu-lintas setelah gempa rencana dan dapat dilalui kendaraan darurat dan untuk kepentingan keamanan, pertahanan, ekonomi, atau keselamatan segera setelah gempa 1000 tahun. Jembatan yang secara resmi ditentukan sebagai jembatan sangat penting oleh otoritas yang berwenang.
1000 tahun 7% -75 tahun
Jembatan penting (essential bridges)
Jembatan yang minimum dapat dibuka untuk kendaraan darurat dan untuk kepentingan keamanan, pertahanan, ekonomi setelah gempa rencana dan dibuka untuk semua lalu-lintas dalam beberapa hari setelah gempa 1000 tahun.
1000 tahun 7% -75 tahun
Jembatan lainnya (other bridges)
Jembatan selain jembatan sangat penting dan penting
500 tahun 10% -50 tahun
RSNI2 2833:201X
27 dari 154
Dasar pengklasifikasian yaitu pertimbangan sosial dan persyaratan keamanan/ pertahanan. Dalam menentukan kategori kepentingan, perlu diperhitungkan kemungkinan perubahan kondisi jembatan dan persyaratan jembatan pada masa yang akan datang. 4.6 Kategori Desain Seismik (KDS) Setiap jembatan harus ditetapkan dalam salah satu empat zona gempa berdasarkan spektra percepatan periode 1 detik (SD1) seperti pada Tabel 7. Zonasi gempa berdasarkan Tabel 7 akan menentukan jenis kategori perencanaan gempa yang disebut sebagai Kategori Desain Seismik (KDS). Kategori tersebut menggambarkan variasi resiko seismik dan digunakan untuk penentuan metode analisis, panjang tumpuan minimum, detail perencanaan kolom, dan prosedur desain fondasi dan kepala jembatan.
Tabel 7 Kategori desain seismik berdasarkan koefisien percepatan (SD1)
Koefisien percepatan (SD1) Kategori Desain Seismik (KDS)
SD1 ≤ 0,15 A 0,15 < SD1 ≤ 0,30 B 0,30 < SD1 ≤ 0,50 C
SD1 > 0,50 D Catatan : SD1 = Fv x S1
SD1 adalah nilai spektra permukaan tanah pada periode 1.0 detik Fv adalah nilai faktor amplifikasi untuk periode 1 detik (Fv) S1 adalah parameter respon spektra percepatan gempa untuk
periode 1.0 detik mengacu pada Peta Gempa Indonesia 2010 (Gambar 9 atau Gambar 12).
Bila potensi likuifaksi yang dapat menyebabkan serakan lateral atau kegagalan lereng yang dapat berpengaruh terhadap stabilitas jembatan dapat terjadi, maka jembatan harus direncanakan dengan menggunakan Kategori Desain Seismik D berapapun besarnya SD1. Secara garis besar persyaratan perencanaan untuk masing-masing kategori desain seismik dapat dijabarkan sebagai berikut dengan bagan alir sesuai dengan Gambar 14. KDS A • Tidak diperlukan pemeriksaan kapasitas perpindahan • Tidak diperlukan perencanaan kapasitas • Persyaratan minimum detailing KDS A • Tidak diperlukan pemeriksaan terhadap likuifaksi KDS B • Diperlukan pemeriksaan kapasitas perpindahan (gunakan closed form solution) • Diperlukan perencanaan kapasitas • Persyaratan minimum detailing KDS B • Pemeriksaan terhadap likuifaksi diperlukan untuk kondisi tertentu KDS C • Diperlukan pemeriksaan kapasitas perpindahan implisit • Diperlukan perencanaan kapasitas • Persyaratan minimum detailing KDS C • Diperlukan pemeriksaan terhadap potensi likuifaksi
RSNI2 2833:201X
28 dari 154
KDS D • Diperlukan analisis gaya dorong (pushover analysis) • Diperlukan perencanaan kapasitas • Persyaratan minimum detailing KDS D • Diperlukan pemeriksaan terhadap potensi likuifaksi
Gambar 14 Bagan alir Kategori Desain Seismik (KDS) 4.7 Konstruksi bertahap dan sementara Jembatan atau jembatan yang sedang dalam masa konstruksi yang direncanakan bersifat sementara dalam kurun waktu lebih dari 5 tahun harus direncanakan dengan menggunakan persyaratan untuk struktur permanen dan tidak berlaku untuk digunakan dalam pasal ini.
Jembatan sementara diharapkan untuk dapat memikul lalu-lintas kendaraan atau jembatan pejalan kaki yang melintas di atas jalan raya harus memenuhi kriteria kinerja sesuai Pasal 4.1. Ketentuan ini juga berlaku untuk jembatan yang dibangun secara bertahap dan memikul beban kendaraan dan atau melintas di atas jalan raya. Respon spektra rencana sesuai Pasal 4.4 dapat direduksi dengan faktor tidak lebih dari 2,5 untuk menghitung gaya elastik komponen dan simpangan. Kategori Desain Seismik (KDS) untuk jembatan sementara ditentukan berdasarkan respon spektrum tereduksi kecuali jembatan sementara yang diklasifikasi masuk dalam KDS B, C, atau D berdasarkan respon spektrum tidak tereduksi tidak dapat diklasifikasi menjadi KDS A berdasarkan respon spektrum tereduksi. Persyaratan Kategori Desain Seismik A hingga D harus sesuai dengan Pasal 4.6. Respon spektra untuk lokasi konstruksi yang berada dalam 10 km dari patahan aktif harus direncanakan secara khusus.
Ya
Tdk
Ya
Ya
Ya
Ya
Ya
Tdk Tdk
Tdk Tdk
Tdk
Ya
selesai
selesai
selesai
selesai
kapasitas implisit
demand analysis
demand analysis kapasitas implisit
identifikasi Sistem pemikul gempa
persyaratan minimum
KDS A
KDS B
KDS C
KDS D
detailing KDS B
detailing KDS C
detailing KDS D
desain kapasitas
desain kapasitas demand analysis analisis
pushover
sesuaikan karakteristik jembatan
tergantung penyesuaian
identifikasi Sistem pemikul gempa
RSNI2 2833:201X
29 dari 154
5 Beban gempa rencana Beban gempa ditentukan berdasarkan koefisien respons elastis (C), berat struktur jembatan, dan faktor modifikasi respon. Pasal ini menetapkan metoda untuk menghitung beban gempa dengan menggunakan koefisien respons (C). Gaya gempa rencana ditentukan dengan rumus berikut :
= ×Q tCE WR (12)
Keterangan: EQ adalah gaya gempa horizontal statis (kN) C adalah koefisien respons elastis R adalah faktor modifikasi respons Wt adalah berat total struktur terdiri dari beban mati dan beban hidup yang
sesuai (kN) Koefisien geser dasar C diperoleh dari peta percepatan batuan dasar dan spektra percepatan (Gambar 7 hingga Gambar 12) sesuai dengan daerah gempa, dan periode ulang gempa rencana. Koefisien percepatan yang diperoleh berdasarkan peta gempa dikalikan dengan suatu faktor amplifikasi sesuai dengan kondisi tanah sampai kedalaman 30 m di bawah struktur jembatan.
5.1 Faktor modifikasi respon (R) Gaya gempa rencana pada bangunan bawah dan hubungan antara elemen struktur ditentukan dengan cara membagi gaya gempa elastis dengan faktor modifikasi respon (R) sesuai dengan Tabel 8 dan Tabel 9. Apabila digunakan analisis dinamik riwayat waktu, maka faktor modifikasi respon (R) diambil sebesar 1 untuk seluruh jenis bangunan bawah dan hubungan antar elemen struktur.
Tabel 8 Faktor modifikasi respon (R) untuk bangunan bawah
Bangunan bawah Kategori kepentingan Sangat penting Penting Lainnya
Pilar tipe dinding 1,5 1,5 2,0 Tiang/kolom beton bertulang Tiang vertikal Tiang miring
1,5 1,5
2,0 1,5
3,0 2,0
Kolom tunggal 1,5 2,0 3,0 Tiang baja dan komposit Tiang vertikal Tiang miring
1,5 1,5
3,5 2,0
5,0 3,0
Kolom majemuk 1,5 3,5 5,0 Catatan: Pilar tipe dinding dapat direncanakan sebagai kolom tunggal dalam arah sumbu lemah pilar
RSNI2 2833:201X
30 dari 154
Tabel 9 Faktor modifikasi respon (R) untuk hubungan antar elemen struktur
Hubungan elemen struktur Semua kategori kepentingan
Bangunan atas dengan kepala jembatan 0,8 Sambungan muai (dilatasi) pada bangunan atas 0,8 Kolom, pilar, atau tiang dengan bangunan atas 1,0 Kolom atau pilar dengan fondasi 1,0
5.2 Kombinasi gaya gempa Gaya gempa elastis yang bekerja pada struktur jembatan harus dikombinasi sehingga memiliki 2 tinjauan pembebanan sebagai berikut :
• 100% gaya gempa pada arah x dikombinasikan dengan 30% gaya gempa pada arah y.
• 100% gaya gempa pada arah y dikombinasikan dengan 30% gaya gempa pada arah x.
Sehingga apabila diaplikasikan dengan memperhitungkan variasi arah maka kombinasi gaya gempa menjadi sebagai berikut :
1. DL + γEQLL ± EQx ± 0,3 EQy (13) 2. DL + γEQLL ± EQy ± 0,3 EQx (14)
Keterangan : DL adalah beban mati yang bekerja (kN) γEQ adalah faktor beban hidup kondisi gempa γEQmaks = 0,5 (Turkstra’s rule), namun umumnya dapat diambil = 0,3 LL adalah beban hidup yang bekerja (kN) EQx adalah beban gempa yang bekerja pada arah x EQy adalah beban gempa yang bekerja pada arah y
5.3 Pengaruh gaya gempa vertikal Untuk struktur beton prategang perlu ditinjau pengaruh percepatan ke atas sebesar 0,1 g sebagai akibat gempa vertikal. Selain itu, kantilever horisontal harus direncanakan untuk percepatan arah vertikal (ke atas atau ke bawah) sebesar 0,1 g. Beban ke atas jangan dikurangi oleh berat sendiri kantilever dan bangunan pelengkapnya.
5.4 Ketentuan khusus untuk pilar tinggi Untuk pilar tinggi berat pilar dapat menjadi cukup besar untuk mengubah respons bangunan akibat gerakan gempa. Apabila berat pilar lebih besar dari 20% berat total yang dipengaruhi percepatan gempa (Wt), maka beban statis ekuivalen arah horisontal pada pilar harus didistribusikan sesuai dengan Gambar 15. Nilai C sesuai dengan koefisien gaya gempa elastik berdasarkan Persamaan 12.
Kedalaman jepit (df) ditentukan sebagai kedalaman di bawah permukaan tanah hingga kedalaman dimana struktur tidak dapat bergerak bebas terhadap tanah. Tidak perlu untuk memberikan gaya gempa pada struktur atau fondasi dibawah kedalaman tersebut. Kedalaman jepit terletak pada suatu lokasi sedalam 1/β di bawah permukaan tanah.
RSNI2 2833:201X
31 dari 154
4
4EIDkh=β (15)
Keterangan: kh adalah koefisien reaksi tanah lateral (kN/m3) D adalah diameter atau lebar tiang fondasi (m) EI adalah kekakuan lentur tiang fondasi (kN.m2) Nilai kh dapat diperkirakan dengan korelasi terhadap nilai SPT sebagai berikut :
= 1,5hk N (16)
Dimana N adalah rata-rata nilai SPT hingga kedalaman 1/β.
Untuk lebih lengkapnya, ketentuan khusus untuk pilar langsing dapat mengacu pada pedoman mengenai pilar langsing jembatan.
Gambar 15 Distribusi gaya gempa pada pilar tinggi
5.5 Tekanan tanah lateral akibat gempa Tekanan tanah lateral akibat pengaruh gempa dapat dihitung dengan menggunakan pendekatan pseudo statis yang dikembangkan oleh Mononobe dan Okabe. Adapun asumsi dasar yang digunakan yaitu sebagai berikut :
• Kepala jembatan bebas berdeformasi sedemikian sehingga memberikan kondisi tekanan aktif untuk timbul. Bila kepala jembatan kaku terkekang dan tidak dapat bergerak, maka tekanan tanah yang diperoleh akan lebih besar dibandingkan dengan hasil analisis Mononobe-Okabe.
• Timbunan dibelakang kepala jembatan bersifat non kohesif dengan sudut friksiφ
• Timbunan tidak jenuh sehingga tidak ada pengaruh likuifaksi.
Kondisi keseseimbangan gaya dibelakang kepala jembatan dapat dilihat pada Gambar 16. Formula gaya tekan tanah akibat pengaruh gempa (EAE) yaitu sebagai berikut :
21 (1 )2AE v AEE H k Kγ= − (17)
dengan nilai koefisien tekanan aktif seismik (KAE) adalah
≥ 30 m 1,2 C
1,1 C
C
C
df (Kedalaman jepit)
RSNI2 2833:201X
32 dari 154
22
2co s ( ) s in ( ) s in ( )1
co s co s co s( ) co s( ) co s( )A EiK
iφ θ β δ φ φ θ
θ β δ θ β δ θ β β
−⎛ ⎞− − + − −
= × +⎜ ⎟⎜ ⎟+ + + + −⎝ ⎠ (18)
Selanjutnya untuk komponen tekanan tanah pasif yang cenderung mendorong tanah timbunan yaitu sebagai berikut :
21 (1 )2PE v PEE H k Kγ= − (19)
dengan nilai koefisien tekanan pasif seismik (KPE) adalah 2
2
2co s ( ) s in ( ) s in ( )1
co s co s co s( ) co s( ) co s( )P EiK
iφ θ β δ φ φ θ
θ β δ θ β δ θ β β
−⎛ ⎞− + + − +
= × +⎜ ⎟⎜ ⎟+ − + − −⎝ ⎠ (20)
Keterangan: γ adalah berat jenis tanah (kN/m3) H adalah tinggi tanah (m) φ adalah sudut geser internal tanah (°) rencana (ditambah asterisk) θ = arc tan(kh/(1-kv)) (°) δ adalah sudut geser diantara tanah dan kepala jembatan (°) Kh adalah koefisien percepatan horizontal Kv adalah koefisien percepatan vertical (dapat diabaikan=0) i adalah sudut kemiringan timbunan (°) β adalah kemiringan dinding kepala jembatan terhadap bidang vertikal (°)
Gambar 16 Diagram keseimbangan gaya pada dinding penahan
tanah/kepala jembatan
Koefisien percepatan horizontal diambil dengan formulasi sebagai berikut :
0,5h sk A= × (21)
Dimana As adalah percepatan puncak di permukaan yang diperoleh dengan menggunakan percepatan puncak batuan dasar (Gambar 7 atau Gambar 10) yang dikalikan dengan suatu faktor amplifikasi (FPGA). Pengaruh percepatan tanah arah vertikal dapat diabaikan (kv=0).
Dinding gravitasi
Dinding kantilever
RSNI2 2833:201X
33 dari 154
6 Analisis dan persyaratan perencanaan
6.1 Umum 6.1.1 Penggunaan Persyaratan pada bab ini digunakan dalam penentuan metode analisis gempa dan perencanaan jembatan. Simpangan akibat gempa rencana harus ditentukan sesuai dengan prosedur pada Bab 7. Persyaratan untuk perencanaan material dan fondasi diberikan pada Bab 8, 9, dan 10. Persyaratan perencanaan gempa untuk jembatan bentang tunggal diambil sesuai dengan Pasal 6.5 dan Pasal 6.12. Persyaratan perencanaan untuk jembatan dengan Kategori Desain Seismik A dapat dilihat pada Pasal 6.6 dan Pasal 6.12. Analisis gempa rinci tidak diperlukan untuk jembatan bentang tunggal atau jembatan dengan Kategori Desain Seismik A. Pasal 6.1.2, Pasal 6.1.3, Pasal 6.1.4, dan Pasal 6.1.5 memuat beberapa kriteria yang harus diperhitungkan untuk jembatan yang termasuk dalam Kategori Desain Seismik D. Kesesuaian dengan kriteria tersebut yang berdasarkan pada pengalaman masa lalu seharusnya memberikan kinerja seismik yang diharapkan.
6.1.2 Kesetimbangan kekakuan pada KDS D Direkomendasikan rasio kekakuan efektif seperti pada Gambar 17, bahwa diantara dua buah kolom dalam satu portal arah memanjang harus memenuhi Persamaan 22 untuk portal dengan lebar konstan dan Persamaan 23 untuk portal dengan lebar bervariasi.
0,5eiej
kk
= (22)
0,5ei jej i
k mk m
= (23)
Disarankan pula kekakuan efektif kolom yang berdekatan dalam satu portal arah melintang harus memenuhi Persamaan 24 untuk portal dengan lebar konstan dan Persamaan 25 untuk portal dengan lebar bervariasi.
0,75eiej
kk
= (24)
0,75ei jej i
k mk m
= (25)
Keterangan: eik adalah kekakuan kolom efektif yang lebih kecil (kN/m) ejk adalah kekakuan kolom efektif yang lebih besar (kN/m)
im adalah tributary mass pada kolom ke i (kN)
jm adalah tributary mass pada kolom ke j (kN)
RSNI2 2833:201X
34 dari 154
Gambar 17 Konsep kesetimbangan kekakuan pada portal dan kolom
Beberapa hal perlu diperhatikan dalam menghitung kekakuan efektif komponen beton diantaranya : pengaruh perangkaan, kondisi ujung, tinggi kolom, persentase tulangan memanjang dan melintang kolom, diameter kolom, dan fleksibilitas fondasi.
6.1.3 Kesetimbangan geometri portal pada KDS D Rasio periode getar fundamental portal yang berdekatan dalam arah memanjang dan melintang harus memenuhi kriteria sebagai berikut :
0,7i
j
TT
= (26)
Keterangan:
iT adalah periode fundamental portal yang kurang fleksibel (detik)
jT adalah periode fundamental portal yang lebih fleksibel (detik)
Bila ketentuan perihal persyaratan periode alami fundamental pada Persamaan 26 tidak terpenuhi, maka dapat menyebabkan potensi respon out of phase diantara portal yang berdekatan yaitu berupa terjadi simpangan relatif yang besar sehingga kemungkinan terlepasnya gelagar dari perletakan serta benturan dua portal semakin besar.
Portal 1 Portal 2
RSNI2 2833:201X
35 dari 154
6.1.4 Penyesuaian karakteristik dinamik Penyesuaian periode alami fundamental dan atau kekakuan agar memenuhi Persamaan 22 sampai dengan Persamaan 26 dapat dilakukan dengan beberapa cara sebagai berikut :
- Gunakan oversized pile shaft, - Sesuaikan panjang kolom efektif (misalnya dengan telapak yang lebih rendah
atau isolation casing), - Gunakan perletakan ujung yang dimodifikasi, - Mengurangi dan atau redistribusi massa bangunan atas, - Variasikan penampang kolom dan rasio penulangan utama, - Tambah atau relokasi kolom, - Modifikasi layout siar muai/sendi, - Gunakan isolasi landasan atau peredam, - Redesain sambungan.
Bila dalam suatu pekerjaan terdapat batasan sehingga tidak dapat memenuhi persyaratan kekakuan dan periode struktur sesuai Persamaan 22 sampai dengan Persamaan 26, maka perlu dilakukan evaluasi terhadap kebutuhan daktilitas dan kapasitas yang diperlukan untuk jembatan yang termasuk dalam kategori KDS D.
6.1.5 Pertimbangan bentang ujung Pengaruh kekakukan puntir bangunan atas pada kekakuan melintang jembatan pada kolom tunggal yang dekat dengan kepala jembatan perlu diperhatikan. Hal ini penting dalam perhitungan kebutuhan gaya geser untuk kolom tunggal dimana kelengkungan tunggal kolom dianggap tidak konservatif untuk memastikan kecukupan kapasitas geser.
6.2 Pemilihan prosedur analisis untuk menentukan pengaruh gempa rencana Persyaratan minimum untuk pemilihan metode analisis untuk menentukan pengaruh gempa rencana pada jembatan dapat dilihat pada Tabel 10 dan Tabel 11. Penggunaan prosedur analisis didasarkan pada keberaturan jembatan yang tergantung pada jumlah bentang dan distribusi berat dan kekakuan. Jembatan beraturan didefinisikan jembatan dengan jumlah bentang dibawah tujuh bentang, tidak terdapat perubahan yang mendadak atau tidak biasa dalam berat, kekakuan, atau geometri, serta memenuhi ketentuan sesuai Tabel 12. Perbedaan parameter tersebut pada bentang ke bentang atau perletakan ke perletakan (tidak termasuk kepala jembatan) pada KDS D harus berada di dalam toleransi berdasarkan Persamaan 22 sampai dengan Persamaan 25. Jembatan yang tidak memenuhi ketentuan pada Tabel 12 dapat dikatakan sebagai jembatan tidak beraturan.
Tabel 10 Prosedur analisis
Kategori Desain Seismik
Jembatan beraturan dengan 2 hingga 6
bentang
Jembatan tidak beraturan dengan 2 atau lebih
bentang A Tidak diperlukan analisis
gempa rinciTidak diperlukan analisis
gempa rinci B,C, dan D Gunakan prosedur 1
atau 2Gunakan prosedur 1 atau
2
RSNI2 2833:201X
36 dari 154
Tabel 11 Deskripsi prosedur analisis Prosedur Deskripsi Pasal
1 Statik ekivalen 7.4.2 2 Analisis dinamik elastik 7.4.3 3 Analisis riwayat waktu nonlinier 7.4.4
Prosedur 3 digunakan apabila pengaruh P-∆ sangat besar sehingga tidak bisa diabaikan, redaman yang berasal dari isolasi landasan sangat besar, dan atas permintaan dari pemilik pekerjaan.
Tabel 12 Persyaratan jembatan beraturan (regular) Parameter NilaiJumlah bentang 2 3 4 5 6 Maksimum sudut pada curved bridge 30° 30° 30° 30° 30° Rasio bentang maksimum dari bentang ke bentang
3 2 2 1,5 1,5
Rasio maksimum kekakuan pilar dari bentang ke bentang, tidak termasuk kepala jembatan
- 4 4 3 2
Catatan : semua nilai rasio direferensikan terhadap nilai terkecil
6.2.1 Persyaratan khusus untuk curved bridges Curved bridges dapat dianalisis sebagai jembatan yang lurus bila dipenuhi ketentuan-ketentuan sebagai berikut :
• Jembatan termasuk dalam jembatan beraturan sesuai dengan Tabel 12 kecuali jembatan dua bentang rasio bentang ke bentang ridak boleh melebihi 2,
• Sudut yang dibentuk pada jembatan dalam denah tidak melebihi 30°. • Panjang bentang jembatan lurus ekivalen adalah sama dengan panjang
lengkung pada curved bridge.
Bila ketentuan tersebut tidak terpenuhi, maka curved bridge harus dianalisis sesuai dengan geometri yang melengkung.
6.2.2 Batasan dan persyaratan khusus Pasal 6.2 dan Pasal 6.2.1 dapat digunakan untuk jembatan konvensional. Metode yang lebih rinci harus dilakukan untuk menganalisis jembatan yang sangat penting atau jembatan penting dan atau jembatan yang memiliki geometri yang kompleks, atau jembatan yang berada dekat dengan patahan aktif. Analisis riwayat waktu nonlinier (prosedur 3) harus dilakukan untuk jembatan sangat penting sesuai persetujuan pemilik pekerjaan. Untuk jembatan yang membutuhkan analisis riwayat waktu nonlinier, maka harus mengacu pada ketentuan Pasal 7.4.4.
RSNI2 2833:201X
37 dari 154
6.3 Penentuan simpangan lateral akibat gempa Simpangan global struktur (∆D) diambil sebagai simpangan total akibat gempa di lokasi tertentu pada struktur atau subsistem. Komponen simpangan global yang harus diperhitungkan termasuk kontribusi dari fleksibilitas fondasi (∆f) yaitu rotasi atau translasi fondasi, fleksibilitas komponen elastik seperti balok kepala (∆b), dan fleksibilitas terhadap komponen daktail yang mengalami respon elastik atau inelastik (∆y dan ∆pd). Persyaratan minimum untuk pemodelan bangunan atas, kepala jembatan, dan fondasi dapat dilihat pada Bab 7.
6.3.1 Gerak tanah horizontal Jembatan yang termasuk dalam klasifikasi KDS B, C, dan D, maka simpangan global (∆D) ditentukan sendiri untuk masing-masing arah yang tegak lurus sesuai dengan prosedur analisis pada Pasal 6.2 dan dimodifikasi sesuai dengan ketentuan Pasal 6.3.2 dan Pasal 6.3.3. Simpangan yang dihasilkan kemudian dikombinasikan sesuai dengan Pasal 6.4. Sumbu memanjang pada curved bridge dapat diambil sepanjang garis yang menghubungkan dua kepala jembatan.
6.3.2 Modifikasi simpangan untuk struktur jembatan selain jembatan dengan redaman 5%
Rasio redaman jembatan sebesar 10% dapat digunakan dengan persetujuan pemilik pekerjaan untuk jembatan yang dipengaruhi oleh disipasi energi tanah pada kepala jembatan dan diharapkan berespon sebagai sistem berderajat kebebasan tunggal. Faktor reduksi redaman (RD) dapat digunakan pada spektrum gempa rencana dengan redaman 5% untuk perhitungan simpangan.
Karakteristik berikut dapat diperhitungkan sebagai justifikasi penggunaan redaman jembatan yang lebih tinggi :
• Total bentang jembatan kurang dari 100 m. • Kepala jembatan direncanakan untuk menahan tekanan tanah akibat gempa. • Perletakan tegak atau sedikit miring (kurang dari 20°). • Bangunan atas adalah menerus tanpa sendi atau siar muai.
Faktor reduksi redaman (RD) dapat diambil sebagai : 0,4
0,05DR
ξ⎛ ⎞
= ⎜ ⎟⎝ ⎠
(27)
Keterangan:
DR adalah faktor reduksi redaman ξ adalah rasio redaman (nilai maksimum 10%) Simpangan jembatan dengan kepala jembatan yang direncanakan untuk berfusi harus berdasarkan pada spektrum gempa dengan redaman 5% kecuali bila kepala jembatan direncanakan untuk menahan tekanan tanah akibat gempa.
6.3.3 Pembesaran simpangan untuk struktur periode rendah Simpangan yang dihitung berdasarkan analisis elastik harus dikali dengan faktor Rd sesuai dengan Persamaan 28 atau Persamaan 29 sebagai berikut.
RSNI2 2833:201X
38 dari 154
1 * 1 *1 1 untuk 1dD
T TRT R Tμ
⎛ ⎞= − + ≥ >⎜ ⎟⎝ ⎠
(28)
*1 untuk 1 dTRT
= ≤
(29)
Dimana :
* 1,25 sT T= , (30)
Keterangan : Rd adalah faktor pembesaran simpangan untuk struktur periode rendah μD adalah daktilitas maksimum simpangan elemen lokal μD = 2 untuk KDS B μD = 3 untuk KDS C μD sesuai dengan Pasal 6.9 untuk KDS D, atau dapat digunakan sebesar 6 T Periode fundamental struktur (detik)
Ts = 1D
DS
SS
(detik)
Pembesaran simpangan dihitung secara terpisah pada masing-masing arah yang tegak lurus untuk kemudian dikombinasikan sesuai dengan Pasal 6.4.
6.4 Kombinasi ortogonal simpangan lateral akibat gempa Simpangan kombinasi dalam arah ortogonal akibat gempa harus digunakan untuk memperhitungkan ketidakpastian arah gempa dan kemunculan gempa yang secara simultan dalam dua arah yang tegak lurus. Simpangan yang dihasilkan dalam dua arah yang tegak lurus sesuai Pasal 6.3 harus dikombinasikan sehingga akan ada dua kondisi pembebanan yaitu :
Pembebanan 1 : 100% simpangan akibat gempa pada arah memanjang jembatan (longitudinal) dikombinasikan dengan 30% simpangan akibat gempa pada arah melintang jembatan (transversal).
Pembebanan 2 : 100% simpangan akibat gempa pada arah melintang jembatan (transversal) dikombinasikan dengan 30% simpangan akibat gempa pada arah memanjang jembatan (longitudinal).
Prosedur pengkombinasian ini sama dengan prosedur pada Pasal 5.2, hanya saja parameter yang digunakan pada Pasal 5.2 adalah gaya sedangkan Pasal 6.4 menggunakan parameter simpangan.
6.5 Persyaratan perencanaan untuk jembatan bentang tunggal Analisis gempa rinci tidak diperlukan pada jembatan bentang tunggal di setiap KDS sesuai dengan Pasal 6.1.1. Akan tetapi, hubungan bangunan atas dan bawah harus direncanakan untuk dapat memikul beban gempa tidak kurang dari perkalian As sesuai Persamaan 5 dengan beban permanen struktur yang sesuai, kecuali KDS A pada Pasal 6.6. Gaya lateral akibat gempa harus ditransfer pada fondasi sesuai dengan ketentuan Pasal 7.2 dan 8.7. Panjang perletakan minimum ditentukan sesuai dengan Pasal 6.12.
RSNI2 2833:201X
39 dari 154
6.6 Persyaratan perencanaan untuk Kategori Desain Seismik A Jembatan yang termasuk dalam KDS A dimana koefisien percepatan puncak muka tanah (AS) kurang dari 0,05, gaya horizontal rencana pada hubungan struktur pada arah yang terkekang diambil tidak kurang dari 0,15 kali reaksi vertikal akibat beban permanen. Untuk jenis situs selain tanah keras pada KDS A, maka gaya horizontal rencana pada hubungan struktur pada arah yang terkekang diambil tidak kurang dari 0,25 kali reaksi vertikal akibat beban permanen dan beban hidup yang diasumsikan ada saat gempa.
Gaya gempa horizontal pada hubungan struktur harus didistribusikan mulai dari titik pada perletakan pada bangunan bawah hingga menuju fondasi.
Pada tiap segmen bangunan atas, beban permanen yang bekerja pada sebaris perletakan yang digunakan untuk penentuan gaya lateral rencana pada hubungan struktur adalah sebesar beban permanen total pada segmen tersebut.
Bila tiap perletakan mendukung segmen bangunan atas atau perletakan sederhana dikekang dalam arah transversal, maka beban permanen yang digunakan untuk perhitungan gaya lateral rencana pada hubungan struktur adalah sebesar reaksi yang dipikul tiap perletakan.
Tiap perletakan dan hubungannya ke pelat landasan harus direncanakan untuk menahan gaya gempa rencana yang ditransfer menuju perletakan. Untuk semua jembatan yang berada di zona gempa 1 dan jembatan bentang tunggal, gaya gempa tidak boleh kurang dari gaya pada hubungan struktur.
Panjang perletakan minimum untuk jembatan pada KDS A ditentukan sesuai dengan Pasal 6.12.
6.7 Persyaratan perencanaan untuk Kategori Desain Seismik B, C, dan D 6.7.1 Metode perencanaan untuk perhitungan simpangan lateral Untuk kebutuhan perencanaan, maka tiap struktur harus dikategorikan berdasarkan respons struktur yang direncanakan terhadap gempa yaitu tingkat kerusakan pada struktur (misalnya daktilitas µD). Metode perencanaan dapat dijabarkan sebagai berikut :
• Respons daktail konvensional (daktilitas penuh). Untuk pembebanan horizontal, maka mekanisme plastis diharapkan terjadi dan
harus didefinisikan terlebih dahulu sebagai bagian dari strategi perencanaan. Kegagalan dapat terjadi di daerah yang tidak dapat diinspeksi berdasarkan persetujuan pemilik pekerjaan. Aksi inelastis diharapkan terbatas pada pembentukan sendi plastis lentur pada kolom dan pilar dinding dan deformasi tanah inelastis di belakang dinding kepala jembatan dan dinding sayap. Detail dan proporsi elemen harus memberikan kapasitas daktilitas yang cukup besar (μC), pada pembebanan berulang tanpa kehilangan kekuatan yang signifikan dengan kebutuhan daktilitas 4 ≤ µD ≤ 6 (lihat Pasal 6.9). Respons ini berlaku untuk jembatan pada KDS D yang direncanakan untuk kriteria keselamatan.
• Respons daktilitas terbatas Untuk pembebanan horizontal, sama seperti pada respons daktilitas penuh,
namun kebutuhan daktilitas direduksi (µD ≤ 4). Kegagalan hanya dibatasi di lokasi yang dapat diperiksa setelah gempa rencana kecuali konfigurasi struktur tidak memungkinkan. Aksi inelastik diharapkan terbatas pada pembentukan sendi plastis lentur di kolom dan pilar dinding dan deformasi tanah inelastik di belakang dinding kepala jembatan dan dinding sayap. Persyaratan detail dan proporsi lebih
RSNI2 2833:201X
40 dari 154
sederhana dibandingkan persyaratan yang dibutuhkan untuk struktur dengan daktilitas penuh. Respons ini berlaku untuk jembatan pada KDS B atau C.
• Respons daktilitas terbatas dengan sistem proteksi Struktur memiliki daktilitas terbatas yang dilengkapi dengan isolasi gempa,
perangkat disipasi-energi pasif, dan/atau perangkat mekanis lainnya untuk mengendalikan respons gempa. Dengan strategi ini, mekanisme plastis belum tentu terjadi. Mekanisme plastis yang terjadi harus diverifikasi dengan analisis. Respons ini dapat digunakan untuk jembatan pada KDS C atau D yang direncanakan untuk kinerja tinggi. Pada strategi desain ini dibutuhkan analisis riwayat waktu nonlinier.
6.7.2 Gerak tanah vertikal dan persyaratan perencanaan untuk KDS D Pengaruh gempa vertikal untuk jembatan di KDS D yang terletak 10 km dari patahan aktif harus diperhitungkan untuk jembatan penting dan sangat penting.
6.8 Simpangan lateral dan kapasitas simpangan untuk KDS B, C, dan D Jembatan yang termasuk dalam KDS B, C, dan D maka simpangan yang terjadi akibat gempa harus memenuhi persamaan berikut :
Δ ≤ ΔL L
D C
(31)
Keterangan : ∆ adalah kebutuhan perpindahan sepanjang sumbu utama lokal elemen daktail
dan dapat dihitung sebagai perpindahan tiang termasuk kontribusi lentur dari fondasi, bangunan atas, atau keduanya (lihat Gambar 18 dan Gambar 19)
∆ adalah kapasitas simpangan sepanjang sumbu utama lokal yang bersesuaian dengan ∆ bagian elemen daktail sesuai dengan Pasal 6.8.1 untuk KDS B dan C serta Pasal 6.8.2 untuk KDS D.
Persamaan 31 harus dipenuhi pada tiap sumbu lokal di tiap kolom. Sumbu lokal kolom biasanya berimpit dengan sumbu utama kolom tersebut. Perhitungan kapasitas simpangan lokal ∆ untuk KDS B dan C dapat dilihat Pasal 6.8.1. Rumus 32 dan 33 tidak dapat digunakan untuk kolom dengan strut pada setengah tinggi kolom. Untuk KDS D maka ∆ ditentukan dengan analisis pushover seperti dijelaskan pada Pasal 6.8.2. Untuk pilar tipe dinding maka perhitungan simpangan dan kapasitas simpangan tidak diperlukan bila ketentuan Pasal 10.6.9 dipenuhi.
6.8.1 Kapasitas perpindahan lokal untuk KDS B dan C Untuk struktur tipe 1 yang terdiri dari kolom beton bertulang untuk KDS B dan C, kapasitas perpindahan ∆ dalam m tiap kolom dapat ditentukan dengan rumus berikut : Untuk KDS B : Δ = − − ≥0,01 ( 1,27ln( ) 0,32) 0,01L
C o oH x H
(32)
Untuk KDS C : Δ = − − ≥0,01 ( 2,32ln( ) 1,22) 0,01L
C o oH x H
(33)
RSNI2 2833:201X
41 dari 154
Dimana : Λ
= o
o
BxH
(34)
Keterangan : Ho adalah tinggi bersih kolom (m) Bo adalah diameter kolom atau dimensi kolom paralel terhadap perpindahan (m) Λ adalah faktor kondisi ujung-ujung kolom 1 untuk jepit-bebas (sendi di salah satu sisi)
2 untuk jepit-jepit
Untuk hubungan jepit parsial di satu sisi ujungnya, interpolasi dapat diambil antara 1 dan 2 untuk nilai Λ. Sebagai altenatif, Ho dapat diambil sebagai jarak terdekat antara titik momen maksimum terhadap titik lawan lentur, dan Λ bernilai 1 jika x dihitung dengan Persamaan 34. Untuk jembatan yang tidak memenuhi Persamaan 31 atau tidak termasuk pada struktur tipe 1 beton bertulang, maka perencana dapat :
• Meningkatkan kapasitas simpangan ijin ∆ dengan mengacu pada persyaratan detail untuk KDS yang lebih tinggi, atau
• Menyesuaikan karakteristik dinamik jembatan.
Gambar 18 Pengaruh fleksibilitas fondasi terhadap hubungan gaya-defleksi
untuk kolom tunggal
Kasus A Kasus BFondasi terjepit Fondasi fleksibel
Untuk kolom kantilever dengan fondasi terjepit colY YΔ = Δ
perpindahan
Pengaruh fleksibilitas fondasi
Koef geser dasar elastis
kebutuhan
kapasitas
RSNI2 2833:201X
42 dari 154
Gambar 19 Pengaruh fleksibilitas fondasi terhadap hubungan gaya-defleksi untuk portal kolom
6.8.2 Kapasitas perpindahan lokal untuk KDS D Prosedur statik nonlinier atau biasa dikenal dengan analisis pushover digunakan untuk menentukan kapasitas simpangan struktur atau frame hingga mencapai batas kestabilan struktur. Penentuan kapasitas perpindahan untuk KDS C dapat digunakan dengan menggunakan analisis pushover. Prosedur statik nonlinier merupakan analisis linear inkremental yang dapat memperhitungkan perilaku nonlinier elemen secara keseluruhan, termasuk efek tanah, dengan mendorong struktur secara lateral untuk memperoleh perilaku plastis. Gaya dorong dilakukan secara bertahap hingga mekanisme keruntuhan terjadi. Prosedur statik nonlinier diharapkan dapat memberikan perilaku struktur yang lebih realistis dibandingkan yang dihasilkan oleh prosedur analisis elastik, karena model yang digunakan pada prosedur statik nonlinier memperhitungkan redistribusi gaya dalam akibat respon inelastis komponen. Bilamana fleksibilitas fondasi dan bangunan atas dapat diabaikan, maka analisis pushover portal bidang dua dimensi kolom atau tiang dapat disederhanakan menjadi model kolom (jepit-jepit atau jepit-sendi) dengan memperhatikan tingkat akurasi dalam memperkirakan kapasitas perpindahan.
Portal dan fondasi fleksibel Kasus C Kasus B
Portal fleksibel Portal kaku Kasus A
Kapasitas
perpindahan
Gaya lateral
Koef geser dasar elastis
Asumsi mekanisme sendi plastis
RSNI2 2833:201X
43 dari 154
Pengaruh dari pola gaya gempa pada beban aksial kolom dan kapasitas bagian lain yang berhubungan harus diperhitungkan pada model yang disederhanakan. 6.9 Persyaratan daktilitas elemen untuk KDS D Sebagai tambahan dari persyaratan Pasal 6.8, maka daktilitas elemen harus memenuhi ketentuan sebagai berikut :
Kolom tunggal 5Dμ ≤
(35)
Kolom majemuk
6Dμ ≤
(36)
Pilar dinding pada sumbu lemah 5Dμ ≤
(37)
Pilar dinding pada sumbu kuat
1Dμ ≤
(38)
Dimana
1 pdD
yi
μΔ
= +Δ
(39)
Keterangan :
pdΔ adalah simpangan plastis (m)
yiΔ adalah simpangan leleh idealisasi sesuai dengan kurvatur leleh ( yiϕ ) seperti pada Gambar 20.
Gambar 20 Model momen-kurvatur
Tiang pancang diberlakukan sama dengan kolom, dimana mekanisme sendi plastis di dalam tanah digunakan untuk elemen pemikul gempa, dengan persyaratan daktilitas sebagai berikut :
Untuk elemen beton bertulang seperti tiang bor, tiang cor ditempat, dan tiang pancang prategang yang mengalami sendi plastis di dalam tanah :
4Dμ ≤
(40)
kurvatur
momen (kN.m)
Mp
Mne My
φyi φy φu
perilaku aktual
perilaku elasto plastik
idealisasi
RSNI2 2833:201X
44 dari 154
6.10 Persyaratan geser kolom untuk KDS B, C, dan D Pada KDS B,C, atau D, persyaratan perencanaan geser kolom beton bertulang harus memenuhi ketentuan Pasal 10.6. Penentuan kapasitas geser beton bertulang yang dibutuhkan dapat ditentukan sesuai Pasal 10.6.2.
6.11 Persyaratan desain kapasitas untuk KDS B, C, dan D 6.11.1 Desain kapasitas Prinsip desain kapasitas mensyaratkan bahwa elemen yang tidak menjadi bagian dari sistem disipasi energi, seperti sendi plastis pada kolom di atas tanah, sendi plastis pada tiang bor di bawah tanah, harus diberikan proteksi kapasitas. Komponen termasuk bangunan atas, hubungan balok, fondasi telapak, kepala tiang, dan fondasi. Hal ini dicapai dengan memastikan bahwa momen dan geser maksimum pada sendi plastis pada kolom dapat ditahan dalam batas elastis oleh elemen disekitarnya. Untuk jembatan pada KDS B, gaya yang diperoleh dari prinsip desain kapasitas harus digunakan bila gaya sendi plastis lebih kecil dari gaya yang diperoleh dari analisis elastis. Sebagai alternatif perencanaan kapasitas dengan faktor kuat lebih, maka pemeriksaan kapasitas harus dilakukan untuk memastikan tidak ada sambungan yang lemah pada sistem pemikul gempa. Pemeriksaan geser pada sambungan tidak diperlukan.
Untuk KDS C atau D, pengecualian desain kapasitas diijinkan untuk beberapa kondisi sebagai berikut :
• Sistem pemikul gempa termasuk pengaruh mekanisme fusi dari sistem isolasi (strategi perencanaan tipe 3),
• Diafragma daktail diperhitungkan pada respons transversal jembatan dengan bangunan atas berupa baja (strategi perencanaan tipe 2), dan
• Fondasi yang terletak pada tanah lunak atau tanah dengan potensi likuifaksi dengan mekanisme sendi plastis diijinkan terjadi di dalam tanah.
6.11.2 Gaya sendi plastis Sendi plastis harus dapat terbentuk sebelum kerusakan lainnya akibat tegangan berlebih atau ketidak stabilan struktur dan atau fondasi. Kecuali untuk tiang pancang dan tiang bor dan dengan persetujuan pemilik pekerjaan, sendi plastis hanya boleh terjadi pada kolom di lokasi yang mudah diinspeksi dan atau diperbaiki.
Bangunan atas dan bangunan bawah dan hubungannya ke kolom yang direncanakan tidak mengalami plastifikasi harus didesain untuk dapat menahan momen akibat plastifikasi yang telah dikalikan dengan faktor kuat lebih. Kecuali pada aspek geoteknik untuk perencanaan fondasi, nilai kapasitas lebih momen (Mpo) kolom, pilar, tiang pancang yang menjadi bagian utama dari sistem pemikul gempa harus direncanakan dengan gaya rencana seperti dibawah ini atau menggunakan ketentuan pada Bab 9 dan 10.
Untuk komponen beton bertulang :
po mo pM Mλ=
(41)
RSNI2 2833:201X
45 dari 154
Keterangan :
poM adalah kapasitas lebih momen (kN.m)
moλ adalah faktor kuat lebih (dapat diambil sebesar 1,2 atau 1,4 sesuai Pasal 10.5)
pM adalah kapasitas momen plastis kolom (kN.m) Untuk komponen baja :
po mo nM Mλ=
(42)
Keterangan :
poM adalah kapasitas momen kuat lebih (kN.m)
moλ adalah faktor kuat lebih (dapat diambil sebesar 1,2 sesuai Pasal 9.3)
nM adalah momen nominal komponen baja (kN.m)
Momen plastis (Mp) untuk kolom beton bertulang harus ditentukan berdasarkan analisis penampang momen-kurvatur serta memperhitungkan kuat leleh material yang direncanakan, properti beton yang terkekang, dan pengaruh strain hardening pada tulangan memanjang.
Untuk KDS B, kapasitas momen dapat diambil berdasarkan kekuatan material saat beton mencapai regangan pada serat tertekan sebesar 0,003 sebagai momen plastis (Mp). Momen dan gaya geser akibat kuat lebih yang dihitung berdasarkan mekanisme inelastik harus diambil berdasarkan gaya gempa maksimum yang dapat dipikul jembatan. Metode perencanaan desain kapasitas pada portal dalam arah memanjang atau melintang dapat dilihat pada Gambar 21, Gambar 22, dan Gambar 23 . Penjelasan gaya rencana untuk portal kolom tunggal dan portal kolom majemuk masing-masing dapat dilihat pada Pasal 6.11.3 dan Pasal 6.11.4.
RSNI2 2833:201X
46 dari 154
Gambar 21 Desain kapasitas menggunakan konsep kuat lebih pada portal integral
pengaruh beban mati tidak diperlihatkan pada (a), (b), atau (c)
(b) respon melintang pilar dua kolom dengan raised cap beam-girder I
(c) respon melintang pilar dua kolom dengan raised cap beam-gelagar boks
2 popo
c
MV
L=
poM
poM
daerah sendi plastis daerah sendi plastis
titik berat bangunan atas
poMpoM
2 popo
c
MV
L=
poM
titik beratbangunan atas titik berat balok
kepala
titik berat balok kepala
2p
po po
LM M V d
⎡ ⎤= + +⎢ ⎥
⎣ ⎦2p
po po
LM M V d
⎡ ⎤= + +⎢ ⎥
⎣ ⎦
(a) respon memanjang pada kepala jembatan non integral
Mpo = kapasitas lebih momen kolom
'
2 2p
po po po
LLM V d M V d⎡ ⎤⎡ ⎤
= + = + +⎢ ⎥⎢ ⎥⎣ ⎦ ⎣ ⎦
kekuatan tambahan diberikan oleh lantai titik berat bangunan atas
poM2 po
poc
MV
L=
daerah sendi plastis
cL'L
d
pL
sumbu kolom
RSNI2 2833:201X
47 dari 154
Gambar 22 Desain kapasitas menggunakan konsep kuat lebih pada
portal integral (lanjutan)
Gambar 23 Desain kapasitas menggunakan konsep kuat lebih pada
portal non integral
(a) respon memanjang pada kepala jembatan non integral
(a) respon melintang pada pilar 2 kolom dengan drop cap beam
titik berat bangunan atas kekuatan tambahan diberikan oleh lantai
sumbu kolom
daerah sendi plastis
Mpo = kapasitas lebih momen kolom
titik berat bangunan atas
titik berat balok kepala
daerah sendi plastis
titik berat bangunan atas
titik berat balok kepala
daerah sendi plastis respon melintang pada pilar 2 kolom dengan sendi pada bangunan
pengaruh beban mati tidak diperlihatkan
RSNI2 2833:201X
48 dari 154
6.11.3 Kolom dan pilar tunggal Momen dan gaya geser rencana pada bangunan atas, balok kepala, dan fondasi harus ditentukan dalam dua sumbu utama kolom dan arah sumbu lemah pilar yaitu sebagai berikut : Langkah 1 : Tentukan momen akibat kuat lebih kolom dengan cara mengalikan faktor kuat lebih dengan kapasitas momen plastis kolom atau momen nominal sesuai dengan Pasal 6.11.2. Momen nominal atau kapasitas momen plastis dihitung dengan menggunakan kuat leleh yang diharapkan terjadi dan tergantung pada beban mati yang bekerja pada penampang yang ditinjau. Momen akibat kuat lebih kolom harus didistribusikan pada elemen lainnya yang terhubung dengan kolom. (pengecualian : saat menghitung gaya rencana untuk fondasi seperti penentuan stabilitas lateral atau elevasi puncak, maka digunakan faktor kuat lebih sebesar 1 pada momen nominal.) Langkah 2 : Dengan menggunakan faktor kuat lebih momen kolom, hitung gaya geser pada kolom. Untuk kolom dengan pembesaran yang menyatu dengan bangunan atas atau dengan gap isolasi yang kurang dari ketentuan pada Pasal 10.14, gaya geser ditentukan berdasarkan nilai terbesar dari : • Momen akibat kuat lebih pada bagian atas pembesaran kolom dan bagian atas
fondasi dengan tinggi kolom yang sesuai, atau
• Momen akibat kuat lebih pada bagian bawah pembesaran dan bagia atas fondasi dengan tinggi kolom tereduksi.
Langkah 3 : Hitung gaya rencana pada bangunan atas akibat pembebanan memanjang dan gaya pada fondasi akibat pembebanan memanjang dan melintang jembatan.
6.11.4 Portal dengan dua kolom atau lebih Pengaruh gaya gempa pada pilar dengan dua kolom atau lebih dihitung dalam dua arah tinjauan yaitu pada bidang portal maupun tegak lurus bidang portal. Untuk perhitungan gaya yang tegak lurus bidang pilar maka dapat ditentukan sesuai dengan kolom tunggal seperti pada Pasal 6.11.3. Gaya yang bekerja pada bidang portal dapat ditentukan sebagai berikut : Langkah 1 : Tentukan momen akibat kuat lebih kolom dengan cara mengalikan faktor kuat lebih dengan kapasitas momen plastis kolom atau momen nominal sesuai dengan Pasal 6.11.2. Momen nominal atau kapasitas momen plastis dihitung dengan menggunakan kuat leleh yang diharapkan terjadi dan tergantung pada beban mati yang bekerja pada penampang yang ditinjau. Langkah 2 : Dengan menggunakan faktor kuat lebih momen kolom, hitung gaya geser pada kolom. Jumlahkan geser kolom pada portal untuk menentukan gaya geser maksimum kolom pada portal. Bila terdapat dinding diantara kolom, maka tinggi kolom efektif dihitung dari puncak dinding. Untuk kolom dengan pembesaran dan fondasi dibawah permukaan tanah dapat mengacu ketentuan pada Pasal 6.11.3-langkah 2.
RSNI2 2833:201X
49 dari 154
Langkah 3 : Berikan gaya geser pada pusat massa bangunan atas dan tentukan gaya aksial pada kolom akibat momen saat kuat lebih kolom terbentuk. Langkah 4 : Dengan menggunakan gaya aksial kolom akibat momen saat kuat lebih terbentuk dan dikombinasikan dengan gaya aksial akibat beban mati, tentukan momen kuat lebih kolom terkoreksi. Dengan menggunakan momen kuat lebih terkoreksi, hitung gaya geser kolom dan gaya geser maksimum pada portal. Bila gaya geser maksimum portal dibawah 10% dari nilai yang sebelumnya ditentukan, gunakan gaya geser maksimum ini dan kembali ke langkah 3. Gaya untuk masing-masing kolom pada portal bidang akibat mekanisme sendi kolom dapat diambil sebagai :
Gaya aksial : Gaya aksial maksimum dan minimum adalah beban mati yang ditambah atau dikurangi dengan gaya aksial yang ditentukan pada iterasi terakhir pada langkah 3.
Momen : Momen plastis akibat kuat lebih kolom atau momen kuat lebih nominal (Pasal 6.11.2) akibat gaya aksial yang ditentukan sebelumnya.
Geser : Gaya geser akibat momen kuat lebih kolom pada langkah 4.
Hitung gaya dalam pada bangunan atas dan fondasi baik akibat pembebanan memanjang atau melintang jembatan.
6.11.5 Persyaratan kapasitas P-∆ untuk KDS C dan D Pengaruh P-∆ dapat diabaikan dalam analisis dan perencanaan pada struktur tipe 1 (lihat Pasal 4.3) bila ketentuan berikut terpenuhi.
• Untuk kolom beton bertulang :
0,25dl r pP MΔ ≤
(43)
• Untuk kolom baja :
0,25dl r nP MΔ ≤
(44)
Keterangan : dlP adalah beban mati tidak terfaktor pada kolom (kN)
rΔ adalah jarak lateral relatif antara titik momen balik dan titik terjauh sendi plastis (m)
pM adalah kapasitas momen plastis kolom beton bertulang berdasarkan properti material yang ada (kN.m)
nM adalah kapasitas momen nominal kolom baja berdasarkan properti nominal material (kN.m)
• Untuk tiang pancang tunggal rΔ diambil sebagai :
RSNI2 2833:201X
50 dari 154
r D SΔ = Δ − Δ
(45)
Keterangan : DΔ adalah simpangan yang ditentukan sesuai dengan Pasal 6.3 (m)
SΔ adalah simpangan tiang pada titik di lokasi momen maksimum dalam tanah (m)
• Untuk kepala tiang di lokasi situs E atau pada kasus dimana berdasarkan analisis modal terdapat pergerakan out of phase pada dasar kolom relatif pada bagian atas kolom, maka rΔ diambil sebagai :
r D FΔ = Δ − Δ
(46)
Keterangan : DΔ adalah simpangan yang ditentukan sesuai dengan Pasal 6.3 (m)
FΔ adalah simpangan pada kepala tiang (m)
Bila persyaratan pada Persamaan 43 atau 44 tidak terpenuhi, maka pengaruh P-∆ ditentukan dengan menggunakan analisis riwayat waktu nonlinier sesuai Prosedur 3 pada Pasal 6.2.
6.11.6 Panjang sendi plastis analitis Panjang sendi plastis pada kolom Lp diambil berdasarkan panjang ekuivalen kolom dimana kurvatur plastis diasumsikan konstan untuk estimasi rotasi plastis. Simpangan plastis pada elemen ekuivalen dari titik dimana terjadi momen maksimum hingga titik momen balik ditentukan berdasarkan rotasi plastis. Untuk kolom yang menyatu dengan fondasi telapak, portal integral, oversized shaft, cased shaft, panjang sendi plastis ditentukan sebagai berikut :
= + ≥0,08 0,0263 0,0525p y b y bL L f d f d
(47)
Keterangan : Lp adalah panjang daerah sendi plastis (m) L adalah panjang kolom dari titik momen maksimum hingga momen balik (m) fy adalah kuat leleh tulangan longitudinal kolom (MPa) db adalah diameter tulangan longitudinal kolom (m) Untuk tiang noncasing prismatis, tiang beton bertulang, dan tiang pancang beton prategang, maka panjang sendi plastis di bawah tanah Lp dapat ditentukan dengan rumus berikut :
= + ≤0,1 ' * 1,5 *pL H D D
(48)
Keterangan : D* adalah diameter tiang pancang atau penampang yang ditinjau (m) H’ adalah panjang tiang dari permukaan tanah hingga momen balik di atas tanah
(m) Untuk kolom beton bertulang dengan pembesaran yang ditahan dalam arah horizontal maka Lp dapat ditentukan dengan rumus berikut :
= + 0,0525p f y bL G f d
(49)
Keterangan : Gf adalah diameter tiang pancang atau penampang yang ditinjau (m)
RSNI2 2833:201X
51 dari 154
fy adalah kuat leleh tulangan longitudinal kolom (MPa) db adalah diameter tulangan longitudinal kolom (m)
Untuk tiang pancang pipa yang diisi dengan beton bertulang yang ditahan dalam arah horizontal maka Lp dapat ditentukan dengan rumus berikut :
= + ≤0,1 ' 1,25 2pL H D D
(50)
Keterangan : D adalah diameter tiang pancang pipa (m) H’ adalah panjang tiang dari permukaan tanah hingga momen balik di atas tanah
(m)
6.11.7 Daerah sendi plastis kolom beton bertulang Pengekangan arah horizontal harus disediakan pada kolom, pilar, atau tiang sepanjang daerah sendi plastis Lpr yang diambil sebagai nilai terbesar dari :
• 1,5 kali luas penampang struktur dalam arah lentur • Daerah kolom dimana momen yang terjadi melampaui 75% momen plastis
maksimum • Panjang sendi plastis teoritis
6.11.8 Daerah sendi plastis kolom baja Bila tidak terdapat hasil kajian eksperimental atau data analitis yang mendukung penggunaan sendi plastis untuk penampang tertentu, maka daerah sendi plastis untuk kolom baja dapat diambil sebagai nilai maksimum dari :
• 1/8 tinggi bersih kolom baja atau • 1,5 kali luas penampang struktur dalam arah lentur
6.12 Persyaratan panjang perletakan minimum 6.12.1 Umum Panjang perletakan minimum yang ditentukan pada pasal ini harus ada pada gelagar yang bertumpu pada kepala jembatan, balok kepala, dinding pilar, atau dudukan sendi antara bentang jembatan seperti pada Gambar 24.
Kepala Jembatan Kolom/pilar
RSNI2 2833:201X
52 dari 154
Gambar 24 Panjang perletakan (N) 6.12.2 Kategori Desain Seismik A, B, dan C Panjang perletakan pada tumpuan tanpa peredam harus direncanakan agar dapat mengakomodasi simpangan maksimum yang besar kecuali pada KDS A, atau persentase panjang perletakan empiris (N) berdasarkan rumus berikut.
= + + + 2(0,203 0,02 0,08 )(1 0,000125 )N L H S (51) Keterangan : N adalah panjang perletakan minimum diukur normal terhadap sumbu perletakan
(m) L adalah panjang lantai jembatan diukur dari siar muainya. Apabila terdapat
sambungan pada suatu bentang, maka L merupakan penjumlahan antara bentang sebelum dan setelah sambungan. Untuk jembatan bentang tunggal, L sama dengan panjang lantai jembatan (m).
H untuk kepala jembatan, rata-rata tinggi kolom yang mendukung lantai jembatan pada tiap bentang jembatan (m).
Untuk kolom, tinggi kolom atau pilar jembatan (m). Untuk sambungan pada bentang, rata-rata tinggi dua kolom atau pilar terdekat
(mm). H=0 untuk jembatan bentang tunggal (m). S adalah kemiringan perletakan diukur dari garis normal terhadap bentangnya (°)
Tabel 13 Persentase N berdasarkan KDS dan koefisien percepatan (As)
KDS Koefisien percepatan (As)
Persentase N
A < 0,05 ≥ 75A ≥ 0,05 100B Semua nilai 150C Semua nilai 150D Semua nilai 150
6.12.3 Kategori Desain Seismik D Untuk KDS D, panjang perletakan (N), harus disediakan untuk mengakomodasi simpangan memanjang akibat gempa pada perletakan atau pada siar muai diantara dua portal yaitu dengan rumus berikut :
= + Δ + ≥2(0,102 1,65 )(1 0,00025 ) 0,61eqN S (52)
Keterangan : Δeq adalah simpangan akibat gempa pada portal dengan periode alami panjang
pada satu sisi siar muai (m). Simpangan elastik disesuaikan dengan Pasal 6.3.2 dan Pasal 6.3.3.
S adalah kemiringan perletakan diukur dari garis normal terhadap bentangnya (°)
Pengaruh kemiringan 2(1 0,00025 )S+ dapat diambil sebesar 1 bila model bangunan atas sudah memperhitungkan lebar dan pengaruh kemiringan untuk simpangan pada sisi luar bangunan atas.
*siar muai atau ujung lantai jembatan
RSNI2 2833:201X
53 dari 154
Untuk jembatan bentang tunggal pada KDS D, panjang perletakan adalah 150% dari panjang perletakan berdasarkan Persamaan 51.
6.13 Penahan perletakan Penahan perletakan dapat digunakan pada hubungan memanjang pada siar muai dab penampang terdekat pada bangunan atas dengan perletakan sederhana. Kegunaan penahan perletakan adalah meningkatkan kinerja siar muai dan harus mendapat persetujuan pemilik pekerjaan. Untuk bangunan atas dengan bentang menerus, penahan perletakan digunakan untuk mengurangi simpangan (mengontrol respon out of phase) diantara portal pada portal majemuk harus diperhitungkan dalam mengurangi pergerakan out of phase pada siar muai diantara portal. Penahan harus direncanakan dan dirinci sesuai dengan pasal berikut.
6.13.1 Penahan longitudinal Penahan direncanakan dengan kriteria sesuai dengan pemilik pekerjaan. Penahan dengan mekanisme friksi tidak disarankan untuk digunakan sebagai penahan yang efektif. Untuk jembatan sangat penting dan sangat penting dengan ditentukan oleh pemilik pekerjaan, maka penahan memanjang atau panjang perletakan ekivalen (lebih besar dari nilai N pada Persamaan 52) harus diperhitungkan pada siar muai diantara segmen bangunan atas.
Penahan terletak pada titik dimana perpindahan relatif penampang bangunan atas direncanakan akan terjadi akibat gempa. Kekencangan yang cukup harus disiapkan sedemikian sehingga penahan tidak akan bekerja sebelum simpangan rencana terlampaui.
6.13.2 Bangunan atas dengan bentang sederhana Analisis respon elastik atau analisis statik ekivalen sederhana dapat dilakukan untuk perencanaan penahan untuk jembatan bentang tunggal. Koefisien percepatan tidak kurang dari ketentuan Pasal 6.5 dapat digunakan sebagai nilai minimum.
6.13.3 Detailing penahan • Penahan harus dirinci agar dapat diperiksa dengan mudah saat inspeksi dan
penggantian • Layout penahan harus simetris terhadap centerline bangunan atas. • Sistem penahan harus memperhitungkan celah yang cukup pada keadaan layan • Indikator kegagalan dapat digunakan pada penahan kabel untuk
mengakomodasi investigasi pasca gempa.
6.14 Kait geser pada bangunan atas Perencanaan bangunan atas dan bangunan bawah harus memperhitungkan alur gaya yang bekerja. Untuk portal yang langsing, kait geser pada bagian atas balok kepala dapat berespon elastik akibat gempa rencana.
Sebagai alternatif dari data eksperimental, kapasitas lebih kait geser (Vok) dapat diambil sebagai :
= 1,5ok nV V (53)
Keterangan :
RSNI2 2833:201X
54 dari 154
okV adalah kapasitas lebih kait geser yang digunakan untuk memeriksa alur gaya ke elemen kapasitas terproteksi yang terdekat (kN)
nV adalah kapasitas geser nominal kait geser yang dicari dengan menggunakan properti material dan kondisi permukaan interface (kN)
Untuk kait geser pada siar muai, perencana harus memperhitungkan kemungkinan mekanisme gabungan pada kait geser yang tergantung pada pergerakan out of phase portal. Untuk jembatan pada KDS D dimana kait geser diperlukan untuk mencapai kinerja yang handal akibat gempa rencana (kait geser adalah bagian dari sistem pemikul gempa), maka analisis nonlinier harus dilakukan untuk memperlihatkan distribusi gaya pada kait geser yang dipengaruhi pergerakan out of phase portal.
RSNI2 2833:201X
55 dari 154
7 Model analitik dan prosedur
7.1 Umum
Sistem jembatan yang lengkap dapat terdiri atas portal tunggal atau rangkaian portal yang dipisahkan oleh siar muai, sambungan konstruksi, atau keduanya. Jembatan terdiri atas bangunan atas dan bangunan bawah.
Bangunan atas bertumpu pada bangunan bawah yang dapat berupa pilar, kolom tunggal atau kolom majemuk yang bertumpu pada fondasi.
Penentuan respon jembatan termasuk pengembangan model analitik diikuti dengan analisis respon model analitik untuk memperkirakan respon dinamik struktur untuk perencanaan elemen. Baik pengembangan model analitik dan prosedur analisis, keduanya tergantung dari bahaya gempa, strategi perencanaan, dan kompleksitas struktur jembatan. Terdapat berbagai jenis tahapan atau derajat penyempurnaan model analitik dan prosedur analitik yang dapat digunakan oleh perencana.
7.1.1 Analisis sistem pemikul gempa jembatan Untuk keperluan analisis, maka sistem pemikul gempa secara keseluruhan pada jembatan disebut sebagai model “global”, sedangkan elemen individual seperti kolom tunggal disebut sebagai model “lokal”. Istilah respon global menunjukkan perilaku keseluruhan pada sistem jembatan, termasuk pengaruh dari komponen terdekat, sussistem, atau kondisi batas. Istilah respon lokal berarti perilaku komponen individu atau susbsistem yang dianalisis, misalnya, perhitungan kapasitas komponen struktur dengan analisis pushover. Pengembangan model global dan model lokal disajikan di dalam standar ini.
Komponen jembatan harus memiliki kapasitas simpangan lebih besar dibandingkan dengan simpangan rencana yang diperoleh berdasarkan analisis “global”.
Simpangan jembatan yang terdiri atas bentang sederhana majemuk dapat ditentukan dengan metode statik ekivalen sesuai Pasal 7.4.2. Persyaratan analisis global sebagaimana ditentukan pada Pasal 7.1.2 tidak perlu digunakan.
7.1.2 Model global Model global yang memperlihatkan respon jembatan secara menyeluruh harus dikembangkan. Model global untuk sistem jembatan dengan geometri tidak beraturan, terutama curved bridges dan skewed bridges, harus dimodelkan sesuai kondisi aktual. Kemudian siar muai majemuk, komponen bangunan bawah masif, serta fondasi yang berdiri di atas tanah lunak yang dapat memiliki respon dinamik tertentu perlu dimodelkan pengaruhnya terhadap respon global. Analisis dinamik elastik harus digunakan sebagai analisis minimum untuk analisis respon global. Namun demikian, terdapat beberapa batasan pada analisis linier elastik yang perlu diperhitungkan. Respon nonlinier kolom yang mengalami kegagalan, siar muai, penahan gempa, dan properti tanah nonlinier hanya dapat diperkirakan dengan pendekatan linier elastik. Analsis linier inkremental dapat digunakan untuk perkiraan respon nonlinier. Kajian sensitivitas dengan menggunakan dua kondisi batas dapat digunakan untuk memperkirakan pengaruh nonlinier.
Misalnya, analisis dinamik global harus dilakukan untuk memperkirakan respon nonlinier jembatan dengan siar muai karena jembatan akan memiliki perilaku yang berbeda dalam tarik dan tekan.
RSNI2 2833:201X
56 dari 154
• Pada model tarik, sambungan bangunan atas diijinkan untuk bergerak secara bebas satu sama lainnya dalam arah memanjang. Penggunaan elemen yang sesuai pada sambungan dapat digunakan untuk memodelkan pengaruh penahan gempa.
• Pada model tekan, seluruh penahan gempa tidak diaktifkan dan bangunan atas dikekang dalam arah memanjang untuk memodelkan respon struktur saat sambungan tertutup.
Penentuan dibutuhkannya model tarik dan model tekan harus didasarkan atas geometri struktur. Struktur dengan kurvatur bangunan atas memiliki respon bias terhadap kurvanya dan dibutuhkan model tambahan yang mengkombinasikan model tarik dan tekan.
Jembatan portal majemuk panjang dapat dianalisis dengan model elastik majemuk. Model portal majemuk tunggal tidak realistis karena tidak dapat mensimulasi perilaku out of phase sepanjang portal.
Tiap model multiportal dibatasi lima portal ditambah portal batas atau kepala jembatan pada tiap ujung model. Model yang terdekat dapat overlap satu sama lainnya dengan setidaknya satu portal. Seperti pada Gambar 25. Pegas tanpa massa harus diletakkan pada bagian ujung portal batas untuk memodelkan kekakuan hubungan dua struktur. Portal batas memberikan kontinuitas diantara model yang berdekatan tetapi dianggap redundan sehingga hasil analisis menyangkut portal batas dapat diabaikan.
Gambar 25 Teknik pemodelan analisis dinamik elastik
portal batas 1 portal batas 2
portal batas 3
portal batas 2
Kepala jembatan
Kepala jembatan
Legenda :
siar muai
Sumbu memanjang
Sumbu melintang
Long
Tran
RSNI2 2833:201X
57 dari 154
7.2 Kepala jembatan 7.2.1 Umum Model kepala jembatan harus menggambarkan perilaku kepala jembatan terhadap beban gempa dalam dua arah horizontal yang ditinjau. Tahanan elemen struktur dapat dimodelkan dengan penampang retak saat menggunakan analisis static ekivalen atau analisis dinamik elastik.
Tahanan yang diperoleh dari tekanan tanah pasif dari timbunan pada kepala jembatan dimodelkan dengan kekakuan sekan yang konsisten dengan simpangan maksimum Pasal 7.2.3. Tergantung dari konfigurasi jembatan, satu dari dua alternative dapat dipilih oleh perencana yaitu sebagai berikut : • Sistem pemikul gempa tanpa kontribusi kepala jembatan
Sistem pemikul gempa direncanakan untuk menahan seluruh beban gempa tanpa kontribusi dari kepala jembatan dalam arah orthogonal.
• Sistem pemikul gempa dengan kontribusi kepala jembatan Sistem pemikul gempa direncanakan dengan kepala jembatan sebagai elemen kunci pada satu atau dua arah orthogonal. Kepala jembatan direncanakan dan dianalisis untuk menahan simpangan akibat gempa rencana.
7.2.2 Tembok sayap Kontribusi dinding kepala jembatan dan tembok sayap pada respon dinamik keseluruhan jembatan terhadap beban gempa dan dalam memberikan tahanan terhadap gaya inersia kibat gempa harus diperhitungkan dalam analisis gempa. Kerusakan pada tembok sayap harus diperhitungkan dalam batas yang diterima bila digunakan kriteria jembatan tidak boleh runtuh. Kontribusi kepala jembatan terhadap respon jembatan keseluruhan harus menggambarkan konfigurasi struktur, mekanisme transfer gaya dari jembatan ke kepala jembatan, kekakuan efektif dan kapasitas gaya pada hubungan dinding-tanah, serta level kerusakan kepala jembatan yang diharapkan. Kapasitas kepala jembatan untuk menahan gaya inersia jembatan harus sesuai dengan perencanaan struktur kepala jembatan, misalnya bagian mana pada dinding kepala jembatan yang akan rusak akibat gempa, sebagaimana tahanan tanah yang dapat dimobilisasi. Kapasitas lateral dinding harus dievaluasi dengan teori tekanan tanah pasif.
7.2.3 Arah memanjang Akibat beban gempa, tekanan tanah yang bekerja pada dinding kepala jembatan dapat berubah dari kondisi statik ke salah satu kondisi sebagai berikut :
• Kondisi tekanan tanah aktif dinamik saat dinding bergerak menjauhi timbunan, atau
• Kondisi tekanan tanah pasif saat beban inersia jembatan mendorong dinding ke arah timbunan.
Kondisi tekanan tanah yang menentukan tergantung dari besaran pergerakan dinding kepala jembatan, bangunan atas jembatan, dan konfigurasi jembatan/kepala jembatan. Untuk tipe kepala jembatan tipe dudukan dimana siar muai cukup lebar untuk mengakomodasi pergerakan siklik antara dinding kepala jembatan dan bangunan atas, maka tekanan tanah seismic pada kepala jembatan diperhitungkan sebagai tekanan tanah aktif dinamik. Namun, saat celah pada siar muai tidak cukup untuk
RSNI2 2833:201X
58 dari 154
mengakomodasi pergerakan jembatan, maka transfer gaya akan timbul dari bangunan atas ke kepala jembatan. Sehingga pendekatan yang digunakan adalah kondisi tekanan tanah pasif. 7.2.3.1 Respon arah memanjang kepala jembatan pada KDS B dan C Penulangan backwall pada kepala jembatan tipe dudukan atau diafragma pada kepala jembatan integral yang biasanya direncanakan untuk kondisi non seismik harus diperiksa terhadap kondisi seismik. Ketentuan pada Pasal 7.2.3.2 dapat digunakan untuk perencanaan kepala jembatan pada KDS B atau C.
7.2.3.2 Respon arah memanjang kepala jembatan pada KDS D Untuk KDS D, tahanan pasif tanah dibelakang dinding kepala jembatan dan backwall akan termobilisasi karena simpangan bangunan atas yang besar. Dua alternatif dapat dipilih oleh perencana yaitu :
• Kondisi 1 : Sistem pemikul gempa tanpa kontribusi kepala jembatan
Sistem pemikul gempa direncanakan untuk menahan seluruh beban gempa tanpa kontribusi dari kepala jembatan. Kepala jembatan hanya berkontribusi membatasi simpangan, memberikan kapasitas tambahan, dan kinerja yang lebih baik yang tidak diperhitungkan pada model analitik.
• Kondisi 2 : Sistem pemikul gempa dengan kontribusi kepala jembatan
Sistem pemikul gempa direncanakan dengan kepala jembatan sebagai elemen kunci. Kepala jembatan direncanakan dan dianalisis untuk menahan simpangan akibat gempa rencana. Saat kekakuan kepala jembatan diperhitungkan dalam perencanaan, harus diketahui bahwa zona tekanan tanah pasif ditimbulkan oleh simpangan kepala jembatan melebih zona tekanan tanah aktif yang biasanya digunakan dalam perencanaan beban layan, sebagaimana diperlihatkan pada Gambar 26.
Gambar 26 Perencanaan tekanan tanah pasif
7.2.3.3 Kekakuan kepala jembatan dan perkiraan tekanan tanah pasif Sistem kekakuan kepala jembatan Keff dalam (kN/m, dan kapasitas pasif tanah Pp, harus dimodelkan sebagai model bilinier atau hubungan nonlinier lainnya seperti pada Gambar 27. Tekanan tanah pasif dapat diasumsikan terdistribusi merata sepanjang tinggi (Hw) backwall atau diafragma. Gaya pasif total dapat ditentukan sebagai berikut :
Zona tekanan tanah aktif Pelat injak Tie
Material berbutir
Zona tekanan tanah pasif
RSNI2 2833:201X
59 dari 154
p p w wP p H W= (54)
Keterangan : pp adalah tekanan tanah pasif dibelakang backwall (kN/m2) Hw adalah tinggi backwall (m) Ww adalah lebar backwall (m)
Gambar 27 Karakterisasi kapasitas dan kekakuan kepala jembatan
7.2.3.3.1 Perhitungan perkiraan tekanan tanah pasif
Bila karakteristik tanah yang dipadatkan pada “zona tekanan tanah pasif” diketahui, maka gaya pasif untuk tinggi dinding (Hw) tertentu dapat dihitung dengan prosedur analisis. Prosedur tersebut harus memperhitungkan mekanisme friksi antara tanah dan dinding.
Bila digunakan asumsi tekanan tanah pasif dalam perencanaan, maka kriteria berikut harus dipenuhi :
• Tanah di daerah tekanan tanah pasif harus dipadatkan hingga kepadatan kering lebih besar 95%.
• Untuk tanah nonkohesif, dengan bagian halus kurang dari 3%, tekanan tanah pasif pp dapat diasumsikan sama dengan 104,55Hw kPa/m panjang dinding.
• Untuk tanah kohesif (fraksi lempung>15%), tekanan tanah pasif pp diasumsikan sama dengan 239 kPa, dengan kuat geser tidak terdrainase lebih besar 191,2 kPa.
7.2.3.3.2 Perhitungan kekakuan tanah
Kekakuan sekan linier ekivalen Keff digunakan untuk perhitungan kekakuan tanah untuk kepala jembatan integral atau diafragma dengan kekakuan inisial sebagai berikut :
peff
w w
PK
F H= (55)
Keterangan : pp adalah kapasitas tekanan tanah pasif dibelakang (kN) Hw adalah tinggi backwall (m) Fw adalah faktor diantara 0,01 sampai 0,05 untuk rentang tanah pasir padat hingga
tanah lempung yang dipadatkan
Kepala jembatan tipe diafragma
Kepala jembatan tipe dudukan
defleksi
Gaya Perilaku aktual Gaya
RSNI2 2833:201X
60 dari 154
Bila gaya pada kepala jembatan melampaui kapasitas tanah, kekakuan tanah harus diperkecil secara iterasi (Keff ke Keff2) hingga simpangan kepala jembatan konsisten (30%) dengan kekakuan asumsi. Untuk kepala jembatan tipe dudukan, maka celah ekspansi harus dimasukkan untuk estimasi awal kekakuan sekan seperti diperlihatkan pada Persamaan 56 :
( )1p
effw w g
PK
F H D=
+ (56)
Keterangan : Dg adalah celah diantara backwall dan bangunan atas (m)
Untuk jembatan pada KDS D, dimana dilakukan analisis pushover, maka nilai Pp dan kekakuan inisial Keff1 harus digunakan untuk mendefinisikan perilaku bilinier beban-simpangan pada kepala jembatan.
7.2.4 Kekakuan transversal Dua alternatif dapat dipilih oleh perencana yaitu :
• Kondisi 1 : Sistem pemikul gempa tanpa kontribusi kepala jembatan
Sistem pemikul gempa direncanakan untuk menahan seluruh beban gempa tanpa kontribusi dari kepala jembatan. Kait geser beton dianggap akan mengalami kerusakan karena direncanakan lebih rendah dari beban gempa rencana. Bila kait geser digunakan untuk melindungi tiang pancang, maka jembatan harus direncanakan sesuai dengan Pasal 7.2.4.1 dan Pasal 7.2.4.2.
• Kondisi 2 : Sistem pemikul gempa dengan kontribusi kepala jembatan
Sistem pemikul gempa direncanakan dengan kepala jembatan sebagai elemen kunci. Kait geser pada kepala jembatan harus direncanakan untuk menahan gaya terendah akibat gempa rencana atau gaya friksi pada fondasi telapak. Fondasi tiang pancang harus direncanakan untuk dapat menahan simpangan gempa rencana. Perilaku inelastik tiang pancang pada kepala jembatan harus diperhitungkan. Sesuai dengan ketentuan ini, maka tahanan elastik yang diambil termasuk penggunaan : • Perletakan elastomerik • Perletakan sistem isolasi atau luncuran • Tahanan friksi tanah yang bekerja pada dasar dan pada dinding backwall fondasi
kepala jembatan. • Tahanan tiang dalam batas elastik atau tahanan pasif tanah dengan simpangan
kurang dari 2% tinggi dinding.
• Demikian juga dengan mekanisme gabungan termasuk : • Kerusakan elemen seperti perletakan isolasi akibat gaya leleh yang tinggi • Kait geser • Elemen leleh seperti tembok sayap leleh pada hubungan dengan backwall
kepala jembatan • Tiang pancang yang mengalami mekanisme plastifikasi
RSNI2 2833:201X
61 dari 154
7.2.4.1 Respon arah melintang kepala jembatan pada KDS B dan C Kait geser harus direncanakan untuk menahan gaya gempa horizontal tidak kurang dari koefisien percepatan As sesuai dengan Pasal 4.4.1. Mekanisme fusi tidak diharapkan untuk KDS B dan C. Namun bila diperlukan, maka fusi harus diperiksa dengan prosedur KDS sesuai Pasal 7.2.4.2 dengan memperhitungkan pengaruh kuat lebih kait geser sesuai Pasal 6.14.
7.2.4.2 Respon arah melintang kepala jembatan pada KDS D Struktur yang berada pada kategori ini, baik tahanan elastik atau fusing harus diguanakan untuk mengakomodasi pembebanan melintang kepala jembatan. Gaya elatik yang digunakan untuk perencanaan melintang kepala jembatan ditentukan berdasarkan analsisi elastik.
Jika mekanisme fusing kait geser digunakan pada kepala jembatan yang bertumpu pada tiang pancang, maka kapasitas lebih kombinasi kait geser harus kurang dari kapasitas geser plastis tiang pancang. Friksi tanah dan tekanan tanah pasif tidak diperlukan pada tahanan melintang kepala jembatan pada kepala jembatan yang bertumpu pada tiang pancang.
Untuk kait geser beton yang tidak diharapkan mengalami fusing, maka perencanaan harus memperhitungkan gaya yang tidak sama yang mungkin muncul di tiap kait geser.
Kait geser yang tertutup sebaiknya dihindari karena akan sulit untuk dilakukan inspeksi.
Untuk kepala jembatan yang bertumpu pada tiang pancang, maka kontribusi kekakuan tiang pancang kurang dari 0,5 m dalam diameter atau lebar dapat diabaikan bila simpangan kepala jembatan lebih dari 0,1 m. Kecuali analisis kapasitas simpangan tiang pancang dilakukan dan tiang pancang mampu memikul gaya yang terjadi.
7.3 Fondasi 7.3.1 Umum Metode pemodelan fondasi yang didefinisikan pada Tabel 14 harus digunakan dengan benar. Persyaratan untuk memperkirakan kekakuan fondasi pada fondasi telapak, tiang pancang, dan kedalaman jepit pada tiang bor harus ditentukan sesuai dengan Pasal 7.3.2, Pasal 7.3.3, dan Pasal 7.3.4. Untuk fondasi yang diasumsikan kaku, maka massa fondasi dapat diabaikan pada model. Perencana harus memeriksa pengaruh massa pada fondasi jika diperlukan. Metode pemodelan fondasi tergantung dari KDS yaitu sebagai berikut :
• Metode pemodelan I untuk KDS B dan C dengan fondasinya terletak pada kelas situs A,B,C atau D. Selain itu, maka digunakan metode pemodelan II.
• Metode pemodelan II diperlukan untuk KDS D.
Model fondasi pada analisis dinamik multimoda dan verifikasi kapasitas simpangan harus konsisten dan mewakili perilaku fondasi telapak. Metode pemodelan II diperlukan untuk verifikasi kapasitas simpangan (analisis pushover) bila digunakan untuk analisis dinamik multimoda dalam penentuan simpangan.
RSNI2 2833:201X
62 dari 154
Untuk lokasi yang rentan terhadap likuifaksi atau serakan lateral, maka pada model global harus memperhitungkan kondisi nonlikuifaksi dan likuifaksi dengan menggunakan prosedur Pasal 8.8.
Tabel 14 Metode pemodelan fondasi Tipe fondasi Metode pemodelan I Metode pemodelan II
Telapak Kaku
Kaku untuk kelas situs A dan B. Untuk kelas situs lainnya pegas fondasi diperlukan bila fleksibilitas fondasi telapak berkontribusi lebih dari 20% simpangan pilar
Tiang pancang dengan kepala tiang Kaku
pegas fondasi diperlukan bila fleksibilitas fondasi telapak berkontribusi lebih dari 20% simpangan pilar
Tiang bor Perkiraan kedalaman jepit
Perkiraan kedalaman jepit atau pegas tanah berdasarkan kurva P-y
7.3.2 Fondasi telapak Konstanta pegas harus ditentukan untuk memberikan fleksibilitas fondasi telapak. Konstanta pegas harus memperhitungkan perilaku akibat gempa (misalnya rotasi dan translasi), Kedalaman dan bentuk telapak, kekakuan tanah dibawah telapak, dan pengaruh beban gempa terhadap kekakuan tanah.
Tidak ada perhitungan khusus yang dibutuhkan untuk penentuan redaman geometri atau radiasi pada sistem fondasi. Redaman 5% dapat digunakan dalam perencanaan kecuali dilakukan kajian khusus dan disetujui oleh pemilik pekerjaan.
Fondasi telapak tidak boleh digunakan pada tanah dengan potensi likuifaksi akibat gempa, kecuali fondasi telapak berada dibawah kedalaman maksimum likuifaksi atau tanahnya telah melalui proses perbaikan sehingga potensi kehilangan kekuatan tanah tidak ada.
7.3.3 Fondasi tiang pancang Perencanaan fondasi tiang pancang harus berdasarkan pada beban kolom yang ditentukan dengan prinsip desain kapasitas atau gaya gempa elastik diambil yang terkecil untuk KDS B dan berdasarkan prinsip desain kapasitas untuk KDS D. Baik elemen struktur ataupun tanahnya harus direncanakan dengan baik.
Fleksibilitas fondasi harus diperhitungkan dalam perencanaan sesuai dengan Pasal 7.3.1. Properti nonlinier tiang pancang harus diperhitungkan dalam mengevaluasi respon lateral tiang pancang akibat gempa.
Likuifaksi harus diperhitungkan sesuai dengan Pasal 8.8 dalam perhitungan konstanta pegas dan kapasitas tiang.
7.3.4 Fondasi tiang bor Fleksibilitas tiang bor dapat dimodelkan dengan menggunakan kedalaman jepit atau konstanta pegas tanah dalam analisis lateral tiang. Prsedur pada Pasal 7.3.3, termasuk pengaruh likuifaksi dapat digunakan kecuali faktor reduksi kelompok tiang diperhitungkan hanya dalam arah melintang pada portal dengan tiang majemuk.
RSNI2 2833:201X
63 dari 154
7.4 Prosedur analitik
7.4.1 Umum Tujuan dari analisis seismic adalah untuk memeriksa simpangan jembatan dan elemennya yang terjadi akibat gempa. Analisa static ekivalen dan analisis dinamik elatik linier adalah cara analisis yang cukup untuk mengestimasi simpangan jembatan konvensional. Analisis pushover static inelastik merupakan cara analitis yang digunakan dalam penentuan kapasitas simpangan pada jembatan di KDS D.
Analisis riwayat waktu nonlinier harus digunakan untuk jembatan penting dan sangat penting sesuai dengan Pasal 0 dan dalam kasus tertentu digunakan pada jembatan dengan sistem isolasi atau disipasi energi.
7.4.2 Prosedur 1 : Analisis statik ekivalen Analisis statik ekivalen dapat digunakan untuk perhitungan simpangan untuk struktur dengan bentang dan kekakuan yang seragam sehingga memiliki respon yang dominan berupa translasi.
Metoda analisis static ekivalen dapat berupa metode beban merata atau metode spektra moda tunggal
Pada metode beban merata maka analisis didasarkan pada ragam getar fundamental baik dalam arah memanjang atau melintang jembatan. Periode pada ragam getar diambil berdasarkan model massa-pegas ekivalen. Kekakuan pegas ditentukan berdasarkan perpindahan maksimum yang timbul saat beban lateral merata bekerja pada jembatan. Koefisien respon elastis dapat digunakan untuk menghitung beban gempa merata ekivalen.
Kemudian untuk metode spektra moda tunggal maka analisis didasarkan pada ragam getar fundamental baik dalam arah memanjang atau melintang jembatan. Ragam getar ini dapat diperoleh dengan memberikan gaya horizontal merata pada struktur sehingga didapatkan perubahan bentuk struktur. Periode alami dapat dihitung dengan menggunakan persamaan energi potensial dan energi kinetik pada ragam getar fundamental. Amplitudo dari perubahan bentuk dapat ditentukan dengan menggunakan koefisien respon gempa elastisdan perpindahan spektral yang sesuai. Amplitudo ini dapat digunakan untuk penentuan gaya dalam. Langkah-langkah metode analisis moda tunggal dapat dilihat pada Lampiran 2.
7.4.3 Prosedur 2 : Analisis dinamik elastik Metode analisis ini digunakan pada jembatan yang memiliki coupling lebih dari satu dari tiga arah koordinat pada tiap pola getar. Minimum digunakan analisis dinamik linier dengan model tiga dimensi untuk pemodelan strukturnya.
Jumlah ragam getar yang diperhitungkan dalam analisis paling sedikit tiga kali jumlah bentang pada model jembatan. Koefisien respon gempa elastis dapat digunakan pada tiap ragam getar.
Gaya dalam dan perpindahan komponen dapat dihitung dengan mengkombinasikan respon masing-masing ragam getar dengan menggunakan metode Complete Quadratic Combination (CQC).
RSNI2 2833:201X
64 dari 154
7.4.4 Prosedur 3 : Analisis riwayat waktu nonlinier. Metode riwayat waktu yang digunakan baik dengan menggunakan analisis elastis dan inelastis harus memenuhi ketentuan analisis dinamik.
Sensitivitas metode numerik terhadap banyaknya langkah yang digunakan dalam analisis harus ditentukan. Studi sensitivitas juga harus dilakukan untuk mengetahui pengaruh variasi properti histeresis material.
Riwayat waktu percepatan harus memiliki karakteristik yang mewakili kondisi kegempaan situs dan kondisi lokal situs. Respon spektrum yang kompatibel dengan riwayat waktu harus digunakan berdasarkan rekaman gempa yang mewakili. Teknik yang digunakan untuk menyesuaikan spektrum harus dilakukan agar tercapai riwayat waktu yang secara seismologi menyerupai riwayat waktu inisial yang dipilih untuk penyesuaian spektrum.
Bila digunakan rekaman riwayat waktu, maka data tersebut diskalakan dengan level perkiraan dari respon spektrum rencana pada rentang periode yang signifikan. Masing-masing riwayat waktu harus dimodifikasi agar menghasilkan respon spektrum kompatibel menggunakan prosedur domain waktu.
Setidaknya tiga buah respon spektrum yang kompatibel dengan riwayat waktu harus digunakan untuk tiap komponen gempa yang mewakili gempa rencana (kemungkinan terlampaui 7% dalam 75 tahun /gempa 1000 tahun). Tiga komponen ortogonal (x,y, dan z) gempa rencana harus diinput secara bersamaan saat melakukan analisis nonlinier riwayat-waktu. Perencanaan didasarkan pada pengaruh respon maksimum dari tiga gempa masukan pada tiap arah utama.
7.5 Pemodelan matematis dengan analisis dinamik elastik
7.5.1 Umum Jembatan harus dimodelkan sebagai rangka ruang tiga dimensi dengan titik - titik sambungan dipilih sehingga mewakili kekakuan dan pengaruh inersia struktur. Penentuan massa harus memperhitungkan kontribusi dari elemen struktur seperti pilar, kepala tiang, kepala jembatan, kolom, dan fondasi telapak. Beban lainnya seperti beban hidup dapat juga dimasukkan sebagai sumber massa.
7.5.2 Bangunan atas Bangunan atas minimum dimodelkan sebagai rangka ruang dengan join pada tiap seperempat panjang elemen. Diskontinuitas harus dimasukkan pada bangunan atas seperti pada siar muai dan kepala jembatan. Distribusi massa inersia harus diperhatikan pada daerah siar muai dan kepala jembatan. Pengaruh penahan gempa pada siar muai dapat diperkirakan dengan memberikan satu atau lebih elemen yang lebih elastik.
7.5.3 Bangunan bawah Kolom atau pilar menengah harus dimodelkan sebagai rangka. Kolom panjang dan fleksibel dimodelkan dengan join pada bagian tengahnya. Model tersebut harus memperhitungkan eksentrisitas kolom terhadap bangunan atas. Kondisi fondasi di dasar kolom dan kepala jembatan dapat dimodelkan dengan koefisien pegas linier ekivalen.
RSNI2 2833:201X
65 dari 154
7.6 Properti penampang efektif 7.6.1 Properti penampang beton efektif untuk analisis gempa Analisis elemen beton harus memperhitungkan bahwa elemen tersebut akan memperlihatkan respon nonlinier sebelum mencapai kegagalan karena analisis elastik mengasumsikan hubungan linier antara kekakuan dan kekuatan.
7.6.2 EcIeff dan (GA)eff untuk elemen beton bertulang daktail
yc eff
y
ME I
φ= (57)
Keterangan : My adalah kapasitas momen penampang saat tulangan mengalami kegagalan
(kN.m) yφ adalah kurvatur penampang saat tulangan mengalami kegagalan termasuk
pengaruh beban mati terfaktor (1/m) Ec adalah modulus elastisitas beton (MPa) Ieff adalah momen inersia penampang efektif berdasarkan penampang beton retak
dan saat tulangan mengalami kegagalan (m4)
Gambar 28 Kekakuan lentur efektif penampang beton bertulang retak
Rasio beban aksial P/Agf’c
(b) Penampang lingkaran
(a) Penampang persegi
Rasio beban aksial P/Agf’c
RSNI2 2833:201X
66 dari 154
Biasanya beban gravitasi terfaktor dan properti material digunakan untuk penentuan properti efektif.
Parameter analisis M-ϕ dapat diambil sesuai dengan Pasal 10.4 dan Pasal 10.5. Untuk pilar tipe dinding dalam arah sumbu kuat, parameter kekakuan geser GAeff dapat ditentukan sebagai berikut :
( ) effeff c ew
g
IGA G AI
= (58)
Keterangan : GAeff adalah kekakuan geser efektif pilar tipe dinding (kN) Gc adalah modulus geser beton (MPa) Aew adalah luas penampang pilar (m2) Ig adalah momen inersia sumbu lemah penampang beton (m4) Ieff adalah momen inersia penampang efektif pada sumbu lemah beton bertulang
dihitung sesuai dengan Persamaan 57 atau Gambar 28 (m4) Bila tiang pancang beton prategang digunakan sebagai sistem disipasi energi pada sistem pemikul beban gempa, maka kekakuan efektif dapat diambil antara 0,6Ig dan 0,75Ig, dan nilai yang konservatif dari rentang tersebut dapat digunakan untuk KDS B. Untuk KDS C dan D, analisis momen kurvatur dapat digunakan untuk menentukan momen inersia efektif. Untuk elemen dengan kapasitas terproteksi pada tiang pancang, maka kekakuan disesuaikan dengan tingkatan beban yang diharapkan. 7.6.3 Ieff untuk bangunan atas gelagar boks Penentuan Ieff untuk bangunan atas berupa gelagar boks harus memperhitungkan beberapa hal sebagai berikut :
Ieff gelagar boks tergantung pada kedalaman retak dan pengaruh retak terhadap kekakuan elemen.
Ieff gelagar boks beton bertulang dapat diperkirakan pada rentang 0,5Ig dan 0,75Ig . Batas bawah menggambarkan penampang beton yang ringan dan batas atas menggambarkan beton yang berat.
Lokasi titik berat baja prategang dan arah lentur memberikan penaruh besar bagaimana retak mempengaruhi kekakuan elemen prategang. Analisis elastik multimodal tidak dapat menggambarkan variasi kekakuan akibat momen yang berulang. Oleh karena itu, disarakan tidak menggunakan faktor reduksi kekakuan untuk elemen gelagar boks prategang.
7.6.4 Ieff untuk bangunan atas lainnya Reduksi Ig sama seperti pada gelagar boks dapat digunakan untuk bangunan atas tipe lain dan kepala balok. Perkiraan Ieff yang lebih akurat berdasarkan M-ϕ dapat dijamin untuk gelagar beton ringan dan elemen pracetak.
7.6.5 Momen inersia puntir efektif Penentuan kekakuan puntir harus memperhitungkan beberapa hal sebagai berikut :
• Reduksi momen inersia puntir tidak diperlukan untuk bangunan atas jembatan • Kekakuan puntir elemen beton dapat direduksi setelah timbul retak • Momen inersia puntir kolom dapat direduksi dengan menggunakan rumus
berikut :
RSNI2 2833:201X
67 dari 154
0,2eff gJ J= (59)
Keterangan : Jeff adalah momen inersia puntir efektif penampang beton (m4) Jg adalah momen inersia puntir penampang beton (m4)
8 Perencanaan fondasi dan kepala jembatan 8.1 Umum Bagian ini hanya mencakup dasar dan persyaratan kepala jembatan yang secara khusus berhubungan dengan konstruksi tahan gempa. Diasumsikan bahwa semua persyaratan dasar yang diperlukan untuk perencanaan terhadap beban vertikal dan beban lateral selain yang disebabkan oleh gerakan gempa telah terpenuhi. Hal tersebut antara lain, tetapi tidak terbatas pada, ketentuan penyelidikan fondasi, timbunan, stabilitas lereng, daya dukung dan tekanan tanah lateral, drainase, pengendalian penurunan tanah, dan persyaratan dan kapasitas tiang.
8.2 Penyelidikan fondasi 8.2.1 Penyelidikan tanah Penyelidikan tanah, termasuk pengeboran dan uji laboratorium, dilakukan untuk memberikan infomasi yang relevan dan cukup untuk penentuan kelas situs dalam Pasal 4.4.1.1. Untuk memperoleh data dan karakterisasi tanah yang diperlukan untuk menyelesaikan semua aspek geoteknik dari desain seismik, maka perlu dilakukan eksplorasi permukaan bawah tanah, uji laboratorium, tes lapangan, dan tes geofisika material bawah tanah.
8.2.2 Pengujian laboratorium Uji laboratorium harus dilakukan untuk menentukan jenis tanah, kekuatan, deformasi, dan karakteristik aliran tanah dan batuan atau keduanya, dan kesesuaian terhadap pemilihan jenis fondasi yang dipilih. Di daerah dengan resiko gempa tinggi (misalnya, KDS D), fondasi yang mendukung jembatan penting atau sangat penting, maka perlu dilakukan uji dinamis atau siklik untuk memperhitungkan potensi likuifaksi atau kekakuan dan karakteristik redaman tanah.
8.2.3 Penyelidikan fondasi untuk KDS A Tidak ada persyaratan seismik penyelidikan fondasi yang khusus untuk KDS A.
8.2.4 Penyelidikan fondasi untuk KDS B, C, dan D Selain penyelidikan tanah yang umum, potensi bahaya dan persyaratan desain seismik yang berhubungan dengan ; potensi likuifaksi, penurunan tanah, serakan lateral, ketidakstabilan lereng, dan peningkatan tekanan tanah lateral akibat gempa harus dievaluasi. Evaluasi bahaya seismik harus juga memperhitungkan pengaruh berikut :
• Keruntuhan permukaan akibat patahan jika patahan aktif telah diidentifikasi pada 1,6 km dari lokasi jembatan.
• Perpindahan tanah diferensial (lurching), dan
• Pembebanan siklik terhadap karakteristik deformasi dan kekuatan tanah.
Hasil dari evaluasi tersebut harus direkam pada laporan geoteknik.
RSNI2 2833:201X
68 dari 154
8.3 Fondasi telapak Fondasi telapak pada KDS B harus dibuat agar dapat menahan guling, gelincir, lentur dan geser akibat nilai terendah dari :
• Gaya - gaya yang diperoleh dari analisis seismik elastis linier, atau • Gaya - gaya yang berhubungan dengan kapasitas lebih momen plastis dari
kolom atau dinding.
Fondasi telapak di KDS C dan D harus dibuat agar dapat menahan guling, gelincir, lentur dan geser akibat gaya - gaya yang berhubungan dengan kapasitas lebih momen plastis dari kolom atau dinding. Fondasi telapak dimodelkan dengan menggunakan pegas untuk mensimulasi fleksibilitas. Pegas dimodelkan untuk memperhitungkan perilaku struktur akibat gempa (misalnya translasi dan rotasi), bentuk telapak, kekakuan tanah, dan pengaruh gempa terhadap kekakuan tanah. Tidak diperlukan perhitungan yang khusus untuk menentukan geometri dan redaman fondasi. Redaman 5% dapat digunakan dalam perencanaan kecuali kajian khusus dilakukan dan disetujui oleh pemilik pekerjaan. Fondasi telapak yang memenuhi persyaratan Persamaan 60 dapat diasumsikan berperilaku kaku. Tumpuan yang tidak memenuhi Persamaan 60 memerlukan analisis tambahan. ( ) 2.5
2c
f
L DH−
≤ (60)
Keterangan : L adalah panjang tumpuan diukur dalam arah pembebanan (m) Dc adalah diameter kolom atau dimensi dalam arah pembebanan (m) Hf adalah kedalaman fondasi (m)
8.3.1 Fondasi telapak di tanah dengan potensi likuifaksi Fondasi telapak tidak boleh berada di lokasi tanah yang rentan terhadap likuifaksi kecuali fondasi telapak terletak di bawah kedalaman maksimum dari tanah dengan potensi likuifaksi dan telah dilakukan perbaikan tanah.
8.3.2 Tahanan terhadap guling Persyaratan terhadap guling akibat kuat lebih plastis kolom atau dinding tidak boleh kurang dari ketahanan guling fondasi, dan lokasi yang dihasilkan harus dibatasi seperti yang dijelaskan di bawah ini. Guling harus diperiksa di setiap arah utama dan memenuhi persyaratan berikut :
φ −⎛ ⎞+ ≤ ⎜ ⎟⎝ ⎠
.2po po f u
L aM V H P (61)
Dimana :
= u
n
Paq B
(62)
Keterangan : Mpo adalah kapasitas lebih momen plastis (kN.m) Vpo adalah kebutuhan geser plastis (kN) Hf adalah kedalaman fondasi (m) Pu adalah gaya aksial kolom termasuk gaya aksial terkait dengan mekanisme
sendi plastis (kN)
RSNI2 2833:201X
69 dari 154
L adalah panjang tumpuan diukur dalam arah pembebanan (m) B adalah lebar fondasi diukur dalam arah pembebanan (m) qn adalah daya dukung nominal tanah atau batu (kN/m2) φ adalah faktor tahanan untuk guling fondasi diambil 1 Kemudian, lokasi dari resultan gaya-gaya reaksi terletak di duapertiga lebar dasar fondasi, jika beban hidup tidak ada. Jika beban hidup penuh ada, maka gaya reaksi yang dihasilkan harus berada pada delapan persepuluh lebar dasar fondasi. Apabila aksi beban hidup mengurangi eksentrisitas, maka tidak perlu dimasukkan dalam pemeriksaan guling.
8.3.3 Tahanan terhadap gelincir Kebutuhan gaya lateral akibat geser lebih plastis kolom harus kurang dari tahanan geser fondasi. Gelincir harus diperiksa di setiap arah utama dan memenuhi persyaratan berikut :
φ≤po nV R (63) Keterangan : Vpo adalah kebutuhan geser lebih plastis dari kolom atau dinding (kN) φ adalah faktor tahanan untuk geser fondasi diambil 1,0 Rn adalah tahanan geser nominal terhadap kegagalan gelincir (kN)
8.3.4 Lentur Perhitungan terhadap lentur harus diperiksa pada permukaan kolom atau dinding, baik lentur positif dan negatif sehingga memenuhi : φ ≥n uM M (64) Keterangan : Mu adalah momen lentur ultimit terfaktor pada kolom atau dinding (kN.m) φ adalah faktor tahanan untuk beton mengalami lentur Mn adalah kapasitas momen nominal fondasi pada penampang kritis, termasuk
pengaruh dari tulangan yang tidak sepenuhnya bekerja pada penampang kritis (kN.m)
Lebar efektif fondasi, digunakan untuk menghitung kapasitas momen nominal fondasi, Mn dihitung dengan formula sebagai berikut :
= + ≤2eff c fb B H B (65) Keterangan : Bc adalah diameter atau lebar kolom atau dinding diukur normal terhadap arah
fondasi (m) Hf adalah kedalaman fondasi (m) B adalah lebar fondasi diukur normal terhadap arah pembebanan (m)
RSNI2 2833:201X
70 dari 154
8.3.5 Geser Perhitungan terhadap geser harus diperiksa pada permukaan kolom atau dinding, baik lentur positif dan negatif sehingga memenuhi : φ ≥s n uV V (66) Keterangan : Vu adalah geser ultimit terfaktor fondasi pada muka kolom atau dinding (kN) φs adalah faktor tahanan untuk beton mengalami geser Vn adalah kapasitas geser nominal fondasi (kN) Lebar efektif dari fondasi, digunakan untuk menghitung kapasitas geser nominal fondasi, Vn dihitung dengan Persamaan 65.
8.4 Fondasi tiang pancang 8.4.1 Umum Perencanaan fondasi tiang pancang untuk KDS B harus didasarkan gaya berdasarkan prinsip desain kapasitas atau gaya gempa elastis, diambil gaya yang menentukan. Desain fondasi tiang untuk KDS C atau D didasarkan pada gaya yang ditentukan oleh prinsip desain kapasitas. Kapasitas lateral, vertikal, dan rotasi dari fondasi harus melebihi kebutuhan masing-masing gaya rencana. Ukuran dan jumlah tiang pancang, konfigurasi grup tiang harus dirancang untuk menahan momen lentur, gaya geser, dan gaya aksial dan gaya disebabkan oleh mekanisme sendi plastis kolom. Semua gaya yang bekerja pada kepala tiang harus diperhitungkan, termasuk dampak jepit pada tiang kepala dan tahanan pasif tanah.
8.4.2 Kapasitas momen fondasi tiang pancang Ketentuan berikut harus digunakan untuk diterapkan pada kolom dengan tumpuan jepit monolit dengan fondasi yang dirancang untuk gaya elastis seperti pada KDS B atau untuk sendi plastis kolom seperti pada KDS B, C, atau D. Perencanaan fondasi tiang pada tanah kompeten dapat disederhanakan menggunakan analisis elastis. Yang dimaksud dengan tanah kompeten adalah tanah dengan SPT > 20 di kedalaman 3 m, SPT > 30 di kedalaman 3 m hingga 10 m untuk tanah non kohesif, kuat geser tidak terdrainase > 75 kN/m2 untuk tanah kohesif , atau cepat rambat gelombang geser > 200 m/dtk, dan memiliki potensi yang rendah terhadap likuifaksi. Untuk tiang dengan diameter atau lebar lebih besar dari 0,45 m. distribusi gaya untuk tiang dan kepala tiang dipengaruhi oleh kondisi hubungan tiang ke kepala tiang di samping tiang fleksibilitas sistem tiang pancang. Model yang lebih baik yang dapat memperhitungkan parameter tanah perlu digunakan untuk penentuan distribusi gaya yang lebih handal.
RSNI2 2833:201X
71 dari 154
Gambar 29 Model sederhana fondasi tiang pancang
Distribusi gaya linier yang ditunjukkan dalam Gambar 29 di tiap baris tiang disebut sebagai model fondasi sederhana, dapat diasumsikan cukup memberikan respon fondasi yang kaku. Respon fondasi kaku dapat diasumsikan jika Persamaan 67 terpenuhi.
≤ 2.5ftg
ftg
LD
(67)
Keterangan : Lftg adalah panjang diukur dari muka dinding atau kolom ke tepi luar kepala tiang
atau fondasi (m) Dftg adalah kedalaman kepala tiang atau fondasi (m) Berdasarkan prinsip desain kapasitas, distribusi gaya pada tiang pancang harus diperiksa baik pada sumbu x dan sumbu y, kemudian juga pada arah diagonal dari kepala fondasi, dengan pertimbangan bahwa sumbu utama kolom sesuai dengan sumbu x dan y. Jika sumbu kolom tidak sesuai dengan sumbu tiang pancang dan kepala tiang, Perencana harus menentukan orientasi alternatif untuk memastikan sendi plastis terjadi di kolom. Untuk KDS C dan D, gaya aksial pada tiang tunggal dapat ditentukan dengan rumus sebagai berikut :
portal (sumbu x)
kolom (sumbu y)
Tiang pancang (i)
kolom
kolom
RSNI2 2833:201X
72 dari 154
⎫ ∑⎪ = ± ±⎬⎪⎭
co co( ) ( ) ( ) ( ) ( )
( ) ( )( )
pile l li y x i x y ipile p pg y pg xi
C M C M CPN I IT
(68)
Dimana :
=
=∑ 2( ) ( )
1
Ny
pg y x x ii
I n c (69)
=
=∑ 2( ) ( )
1
Nx
pg x y y ii
I n c (70)
Keterangan : Ipg(y) adalah momen inersia efektif kelompok tiang terhadap sumbu y (tiang.m2) Ipg(x) adalah momen inersia efektif kelompok tiang terhadap sumbu x (tiang.m2)
co( )
lxM adalah momen akibat mekanisme sendi plastis kolom pada sumbu x (kN.m)
co( )
lyM adalah momen akibat mekanisme sendi plastis kolom pada sumbu y (kN.m)
Np adalah jumlah tiang pada kelompok tiang (tiang) nx adalah jumlah tiang paralel terhadap sumbu y ny adalah jumlah tiang paralel terhadap sumbu x
∑ p adalah total beban aksial tidak terfaktor akibat beban mati, beban gempa, berat fondasi, tanah penutup dan semua beban vertikal yang bekerja pada kelompok tiang (kN)
Cx(i) adalah jarak sumbu netral kelompok tiang untuk ke baris tiang ke i yang paralel dengan dengan sumbu y (m)
Cy(i) adalah jarak sumbu netral kelompok tiang untuk ke baris tiang ke i yang paralel dengan dengan sumbu x (m)
pileiC adalah gaya tekan pada tiang ke i (kN) pile
iT adalah gaya tarik pada tiang ke i (kN) Untuk KDS B, bila gaya elastis yang menentukan, maka gaya aksial pada tiang individu harus dihitung sesuai dengan Persamaan 68. Untuk tanah lunak, perlu diperhitungkan kemungkinan bahwa kepala tiang tidak mendominasi kekakuan lateral fondasi, seperti yang diharapkan pada tanah kompeten, mungkin menyebabkan perpindahan lateral yang signifikan karena kapasitas tiang dimobilisasi dalam pembebanan lateral. Pada tanah lunak, tiang harus dirancang dan dihitung dengan rinci agar gaya dan perpindahan yang terjadi sesuai dengan analisis.
8.4.3 Kapasitas lateral fondasi tiang Kapasitas lateral fondasi tiang harus dievaluasi. Evaluasi harus mencakup tahanan kepala tiang dan tahanan geser lateral dari tiang pancang. Perpindahan yang diperlukan untuk memobilisasi tahanan kepala tiang dan tiang pancang harus diperhitungkan dalam memperkirakan kapasitas. Perencana harus memverifikasi bahwa kapasitas geoteknik dan struktural dari kepala tiang dan tiang pancang melebihi gaya lateral yang dihasilkan oleh kolom.
RSNI2 2833:201X
73 dari 154
8.4.4 Persyaratan fondasi tiang lainnya Tiang pancang dapat digunakan untuk menahan beban aksial maupun lateral. Kedalaman tiang beserta kapasitas aksial dan lateral yang dibutuhkan untuk menahan beban gempa harus ditentukan berdasarkan kriteria desain yang ditetapkan dalam laporan penyelidikan tanah. Faktor reduksi keompok tiang yang ditetapkan pada laporan geoteknik harus dimasukkan dalam analisis dan perencanaan tiang pancang untuk menahan beban lateral. Kapasitas uplift dan hubungan tiang ke telapak dan kapasitas struktur tiang adalah cukup, tahanan tiang terhadap uplift dapat digunakan dalam evaluasi kapasitas dengan persetujuan pemilik pekerjaan, sehingga besarnya rotasi telapak akan memberikan hasil yang diterima sesuai dengan persyaratan P-∆ pada Pasal 6.11.5. Kemudian, hubungan antara telapak atau kepala tiang dengan tiang pancang harus diproteksi agar dapat menahan gaya maksimum akibat gempa.
Semua tiang pancang beton harus diberi tulangan untuk menahan momen rencana, geser rencana, dan aksial rencana. Penulangan minimum harus sesuai dengan Pasal 10.16.
8.4.5 Gaya geser sambungan fondasi telapak pada KDS C dan D
Struktur telapak yang terhubung ke kolom pada KDS C dan D harus diproporsi sehingga tegangan utama memenuhi kriteria sebagai berikut :
Tegangan tekan utama '0,25c cp f≤ (71)
Tegangan tarik utama
'0,38t cp f≤ (72)
Keterangan :
22
2 2v v
c jvf fp v⎛ ⎞= + +⎜ ⎟
⎝ ⎠ (73)
22
2 2v v
t jvf fp v⎛ ⎞= − +⎜ ⎟
⎝ ⎠ (74)
jvjv ftg
eff ftg
Tv
B D= (75)
pilejv c iT T T= −∑ (76)
Dimana : ftg
effB adalah.
Untuk kolom lingkaran.
RSNI2 2833:201X
74 dari 154
2ftgeff cjB D= (77)
Untuk kolom persegi ftgeff c cjB B D= + (78)
Dan
colv ftg
jh
Pf
A=
dengan ftgjhA adalah
Untuk kolom lingkaran.
( )2ftgjh cj ftgA D D= + (79)
Untuk kolom persegi
( ) ( )ftgjh c ftg cj ftgA B D D D= + + (80)
Keterangan : cjD adalah lebar kolom atau diameter parallel terhadap arah lentur (m)
cB adalah diameter atau lebar kolom atau dinding diukur dari normal terhadap pembebanan (m)
ftgD adalah kedalaman fondasi telapak (m)
colP adalah gaya aksial kolom termasuk pengaruh overturning (kN) '
cf adalah kuat tekan beton (MPa)
cT adalah gaya tarik kolom terkait dengan momen sendi plastis, Mpo (kN)
( )pileiT∑ adalah penjumlahan gaya tarik pada tiang pancang (kN)
Gambar 30 Lebar efektif sambungan untuk perhitungan geser pada
sambungan fondasi telapak
RSNI2 2833:201X
75 dari 154
8.4.6 Lebar efektif telapak Fondasi telapak pada KDS C dan D memiliki respon yang kaku dan memenuhi kriteria geser sambungan, lebar telapak dapat diperhitungkan efektif dalam menahan lentur kolom dan gaya geser pada perhitungan kapasitas penampang nominal. Jika tidak, maka lebar efektif fondasi telapak dapat menggunakan Persamaan 65.
8.4.7 Penulangan geser sambungan fondasi telapak pada KDS C dan D Penulangan geser sambungan harus diberikan untuk seluruh fondasi telapak pada KDS C dan D. Bila kolom terjepit pada telapak, maka penulangan horizontal harus diberikan dengan memperpanjang daerah penulangan sendi plastis kolom dalam fondasi telapak ke titik tangensial tulangan kolom. Spasi tulangan ini harus sama dengan tulangan sendi plastis yang berdekatan. Penulangan ini dapat tidak menerus pada lapis tulangan atas fondasi telapak. Detail penulangan dapat dilihat pada Gambar 31.
Gambar 31 Penulangan fondasi telapak-kolom terjepit
8.5 Fondasi tiang bor Persyaratan perencanaan fondasi tiang bor harus sesuai dengan persyaratn kolom pada KDS B, C, dan D. Pengaruh degradasi dan agradasi pada titik jepit dan lokasi sendi plastis harus diperhitungkan untuk KDS B, C, dan D. Pengaruh likuifaksi terhadap kehil;angan kekuatan P-y harus diperhitungkan untuk lokasi dengan potensi likuifaksi muncul sesuai dengan persyaratan Pasal 8.8.
8.6 Perpanjangan tiang Persyaratan perencanaan perpanjangan tiang harus sesuai dengan persyaratn kolom pada KDS B, C, dan D. Pengaruh degradasi dan agradasi pada titik jepit dan lokasi sendi plastis harus diperhitungkan untuk KDS B, C, dan D. Pengaruh likuifaksi terhadap kehilangan kekuatan tanah harus diperhitungkan untuk KDS B,C dan D. Faktor reduksi kelompok tiang harus dimasukkan dalam analisis dan perencanaan perpanjangan tiang terhadap beban lateral dalam arah melintang.
Daerah tulangan Geser
Sumbu simetri kolom
Tulangan kolom
Atur spasi tulangan untuk memperhitungan
diameter tekuk Dftg min
Sengkang
Kait 90° di ujung telapak sesuai kebutuhan
Kait Kait Kait
Kait Kait
atau atau
D16-300 (atau ekivalen) mengelilingi kait kolom di atas dan di bawah telapak
Perpanjang sengkang kolom ke telapak dengan jarak sama seperti pada
kolom
Titik tangensial penulangan kolom (tipikal)
atau sengkang Digunakan pada area geser sambungan bila '0,29f cP f>
headed bar reinforcement
Full lap
RSNI2 2833:201X
76 dari 154
8.7 Persyaratan perencanaan kepala jembatan 8.7.1 Persyaratan arah memanjang Perencanaan gempa untuk kepala jembatan sistem free-standing harus memperhitungkan gaya yang muncul akibat tekanan tanah lateral seismic, gaya tambahan akibat pengaruh inersia dinding kepala jembatan, dan transfer gaya gempa dari lantai jembatan melalui perletakan yang dapat bergerak secara terbatas seperti perletakan karet.
Tekanan tanah lateral akibat gempa harus dihitung dengan menggunakan koefisien percepatan tidak kurang dari 50% As, kecuali didukung oleh analisis simpangan dan disetujui pemiliki pekerjaaan. Metode Mononobe-Okabe dapat digunakan untuk prhitungan tekanan tanah lateral akibat gempa seperti pada Pasal 5.5.
8.7.2 Persyaratan arah melintang
Ketentuan Pasal 7.2.4 harus diikuti tergantung pada mekanisme transfer gaya dari bangunan atas ke kepala jembatan dan harus sesuai dengan kontribusi kepala jembatan terhadap sistem pemikul gempa untuk KDS C dan D. Ketentuan ini harus diperhitungkan untuk KDS B.
8.7.3 Persyaratan lain untuk kepala jembatan Untuk meminimalkan potensi kegagalan jembatan akibat kerusakan pada kepala jembatan, maka konstruksi monolit atau diafragma ujung harus diperhitungkan untuk bentang jembatan kurang dari 150 m.
Pelat injak yang berada diantara kepala jembatan dan timbunan harus digunakan pada semua jembatan pada KDS D. Pelat harus dihubungkan ke kepala jembatan dengan kait fleksibel.
8.8 Persyaratan perencanaan likuifaksi Pemeriksaan likuifaksi harus dilakukan untuk perencanaan jembatan pada KDS C dan D bila terdapat kondisi berikut : • Tinggi muka air di lapangan lebih rendah dari 15 m • Karakteristik tanah berupa lanau dengan plastisitas rendah dan pasir pada level
sampai dengan 25 m memiliki salah satu kondisi berikut : 1. Nilai penetrasi standar (N1)60 kurang dari atau sama dengan 75 pukulan/m
pada pasir dan lanau nonplastis. 2. Nilai tahanan ujung konus terkoreksi kurang dari atau sama dengan 150
pada pasir dan lanau nonplastis. 3. Cepat rambat gelombang geser kurang dari 220 m/s atau 4. Berdasarkan kondisi geologi bahwa lokasi situs pernah mengalami
likuifaksi akibat gempa.
Untuk lokasi situs yang memerlukan pemeriksaan terhadap likuifaksi, maka pengaruh likuifaksi pada tanah dan fondasi harus dievaluasi. Pemeriksaan harus memperhitungkan pengaruh likuifaksi yaitu :
• Kehilangan kekuatan pada lapis tanah yang terlikuifaksi • Likuifaksi yang menyebabkan penurunan tanah, dan • Kegagalan aliran, serakan lateral, dan ketidakstabilan lereng
Untuk situs dimana dapat terjadi likuifaksi disekitar jembatan, maka jembatan tersebut perlu dianalisis untuk dua kondisi yaitu sebagai berikut :
RSNI2 2833:201X
77 dari 154
• kondisi belum terlikuifaksi : struktur dianalisis dan direncanakan dengan asumsi tidak ada likuifaksi dengan menggunakan spektrum respon tanah yang sesuai dengan kondisi situs tanpa kondisi terlikuifaksi.
• kondisi terlikuifaksi : struktur dengan kondisi tanah tidak terlikuifaksi dianalisis lagi dengan asumsi tanah terlikuifaksi dengan cara memodifikasi kondisi tanah (misalnya kurva P-y, modulus reaksi tanah, atau kurva t-z).
Respon spektrum spesifik situs yang memperhitungkan modifikasi spektral akibat tanah yang terlikuifaksi dapat digunakan dengan persetujuan pemilik pekerjaan. Kecuali disetujui oleh pemilik pekerjaan, maka respon spektrum tereduksi sebagai hasil dari analisis spesifik situs tidak boleh kurang dari duapertiga respon spektrum yang diperoleh dengan cara prosedur umum sesuai Pasal 4.4.1.
9 Komponen baja struktur
9.1 Umum Perencana harus dapat merencanakan bahwa struktur memiliki alur gaya yang berawal dari bangunan atas, yang kemudian bergerak melalui perletakan atau sambungan ke bangunan bawah yang kemudian berakhir di fondasi (Gambar 32). Semua komponen dan sambungan harus mampu menahan pengaruh beban gempa yang ditetapkan sesuai dengan alur gaya yang direncanakan.
Aliran gaya pada suatu jalur beban yang ditetapkan harus dapat melalui semua komponen yang berpengaruh termasuk sambungan komponen, namun tidak terbatas pada, bagian sayap dan badan dari balok utama atau girder, cross-frame, sambungan baja, hubungan permukaan baja dengan lantai, dan semua komponen perletakan mulai dari permukaan sayap bawah ke sistem angkur atau perangkat sejenis pada bangunan bawah. Struktur bawah juga harus dirancang untuk mentransfer pengaruh gaya rencana ke dalam tanah di bawah pondasi.
Analisis dan perencanaan diafragma ujung dan cross frame harus meliputi gaya horisontal dengan jumlah perletakan yang sesuai, sesuai dengan Pasal 9.8. Persyaratan berikut berlaku untuk jembatan :
• Sebuah lantai beton yang dapat memberikan aksi diafragma horisontal, atau • Sebuah sistem bresing horisontal dalam bidang pada sayap atas, yang pada
dasarnya menyediakan aksi diafragma.
Sebuah tumpuan beban (lihat Gambar 32) harus ditetapkan untuk mentransfer beban inersia ke pondasi sebagai dasar dari karakteristik kekakuan deck, diafragma, rangka-diagonal, dan lateral bresing. Kecuali jika analisis yang lebih disempurnakan dibuat,sebuah perkiraan tumpuan keras harus diasumsikan sebagai berikut :
• Beban inersia gempa pada lantai harus diasumsikan akan ditransfer langsung ke pereletakan melalui ujung diafragma atau rangka-diagonal, dan
• Pengembangan dan analisis jalur beban melalui lantai atau melalui lateral bresing atas, jika digunakan, harus menggunakan aksi struktural yang diasumsikan analog dengan mereka digunakan untuk analisis beban angin.
RSNI2 2833:201X
78 dari 154
(a) Tiang pancang (b) Tiang bor
Gambar 32 Alur gaya akibat gempa dan komponen yang berpengaruh
Catatan: Komponen pada gambar di atas berlaku untuk struktur tipe 1, 2, dan 3 dan menggambarkan komponen tertentu yang diizinkan untuk menyatu dengan struktur tipe 1, 2, atau 3 ditentukan dalam Pasal 9.2
9.2 Kriteria kinerja Bagian ini berlaku untuk perencanaan komponen baja. Komponen tersebut harus diklasifikasikan ke dalam dua kategori yaitu daktail dan elastik. Berdasarkan karakteristik struktur jembatan, perencana dapat menggunakan salah satu dari tiga opsi untuk strategi perencanaan gempa yaitu :
• Tipe 1 : desain bangunan bawah daktail dengan bangunan atas elastis. • Tipe 2 : desain bangunan bawah elastis dengan bangunan atas daktail. • Tipe 3 : desain bangunan atas elastis dan bangunan bawah dengan mekanisme
fusi pada permukaan antara bangunan atas dan bangunan bawah. Ketentuan pada bab ini digunakan berkaitan dengan perencanaan gempa berdasarkan gaya (force based approach). Istilah komponen elastis digunakan bila perbandingan gaya luar terhadap kapasitas nominal dari setiap elemen dalam bangunan atas kurang dari 1,5.
Gaya gempa desain untuk member/batang individu dan sambungan jembatan diidentifikasi sebagai Tipe 2 harus ditentukan dengan membagi gaya elastis tidak tereduksi oleh faktor modifikasi respon yang tepat (R), sebagaimana ditentukan dalam Pasal 9.2.2. Faktor-faktor ini harus digunakan hanya ketika semua persyaratan desain bagian ini dipenuhi. Kombinasi gaya gempa ortogonal setara dengan kombinasi perpindahan gempa ortogonal ditentukan dalam Pasal 6.4 harus digunakan untuk memperoleh gaya elastis tidak tereduksi.
Kapasitas nominal sebuah elemen, sambungan, atau struktur harus didasarkan pada kekuatan leleh yang direncanakan (Fye), dan dimensi nominal serta detail akhir penampang, dihitung dengan semua faktor ketahanan material (ϕ), diambil 1.0.
Sendi plastis
Kapasitas tiang pancang
Penahan geser/fusing
Cross frame yang direncanakan leleh atau perangkat disipasi energi
Gaya gempa Gaya gempa Isolasi landasan
(gelincir atau tahanan)
Isolasi landasan (gelincir atau tahanan)
Penahan geser/fusing
Cross frame yang direncanakan leleh atau perangkat disipasi energi
Pelelehan/goyangan
Tiang pancang tertarik
Sendi plastis
Kegagalan tanah Kegagalan
tanah
RSNI2 2833:201X
79 dari 154
9.2.1 Tipe 1 Untuk struktur Tipe I, perencana harus mengacu pada Bab 10 atau Pasal 9.5 dan Pasal 9.6, sebagaimana ditentukan untuk perancangan bangunan bawah yang daktail pada Kategori Desain Seismik (KDS) C dan D. 9.2.2 Tipe 2 Untuk struktur Tipe 2, desain bangunan atas harus dilakukan dengan menggunakan pendekatan berbasis gaya dengan faktor reduksi yang sesuai dengan daktilitas. Faktor-faktor tersebut akan digunakan untuk desain dari semua elemen daktail yang memikul beban gempa. Untuk KDS B, C, atau D, faktor reduksi (R), sama dengan 3 digunakan untuk bresing biasa yang merupakan bagian dari sistem pemikul gempa yang tidak memiliki diafragma daktail sebagaimana dimaksud dalam Pasal 9.4.6. Faktor reduksi (R), dapat ditingkatkan hingga 4 untuk KDS D seperti ditunjukkan dalam Pasal 9.4.6. Untuk bentang sederhana didukung dengan diafragma daktail sesuai dengan Pasal 9.4.6, letak diafragma minimum ditempatkan di masing-masing ujung bentang.
Untuk bentang menerus dimana diafragma daktail digunakan, lokasi diafragma minimum ditempatkan di atas setiap bent dan satu pada celah cross frame yang terdekat dari muka bent. Penggunaan diafragma khusus pada permukaan yang berlawanan sendi harus diperiksa untuk memastikan kapasitas beban vertikal yang memadai di daerah sendi ketika mengalami deformasi dalam rentang inelastis. 9.2.3 Tipe 3 Pada tipe struktur 3, perencana harus menilai kapasitas lebih untuk mekanisme fusing pada interface termasuk kait geser dan perletakan, dan selanjutnya untuk bangunan atas dan bangunan bawah direncanakan elastis. Perencanaan gaya lateral minimum harus dihitung dengan menggunakan percepatan 0,4g atau beban gempa elastis, diambil yang lebih kecil. Jika digunakan perangkat isolasi, maka bangunan atas harus dirancang elastis (lihat Pasal 9.8).
9.3 Material Untuk KDS C dan D, maka elemen bangunan bawah daktail dan diafragma ujung daktail sebagaimana dimaksud dalam Pasal 9.4.6 dan Pasal 9.5, harus dibuat dari baja yang memenuhi persyaratan pada standar perencanaan baja untuk jembatan yang berlaku di Indonesia.
9.4 Persyaratan elemen pada KDS C dan D 9.4.1 Batasan rasio kelangsingan Elemen bresing harus memiliki rasio kelangsingan (KL / r) kurang dari 120. Panjang batang harus diambil antara titik-titik perpotongan member/batang. faktor panjang efektif (K) 0.85 untuk batang tekan dalam struktur pengaku harus digunakan kecuali jika nilai yang lebih rendah dapat dibuktikan dengan analisis yang tepat. Parameter kelangsingan cλ untuk beban tekan aksial dominan dan bλ untuk batang lentur dominan harus tidak melebihi nilai batas, cpλ dan bpλ , sebagaimana ditentukan dalam Tabel 15.
RSNI2 2833:201X
80 dari 154
Tabel 15 Batas parameter kelangsingan
Klasifikasi elemen Batas parameter
kelangsingan cpλ atau bpλ
Elemen daktail
Dominan beban aksial tekanu u
n ns
P MP M
≥ cpλ 0,75
Dominan momen lenturu u
n ns
P MP M
< bpλ 0,086y
EF
Elastik/ Kapasitas terproteksi
Dominan beban aksial tekanu u
n ns
P MP M
≥ cpλ 1,50
Dominan momen lenturu u
n ns
P MP M
< bpλ 4,40y
EF
Keterangan : Parameter kelangsingan elemen dengan dominan beban aksial tekan :
yc
FKLr E
λπ
⎛ ⎞= ⎜ ⎟⎝ ⎠
(81)
Parameter kelangsingan elemen dengan dominan momen lentur :
by
Lr
λ = (82)
Keterangan : Mu adalah momen terfaktor yang bekerja pada elemen tersebut (kN.m) Mns adalah kekuatan lentur nominal elemen (kN.m) Pu adalah beban tekan aksial terfaktor yang bekerja pada elemen (kN) Pn adalah kuat tekan aksial nominal elemen (kN)
cpλ adalah batasan parameter kelangsingan untuk elemen dengan dominan mengalami beban tekan aksial
bpλ adalah batasan parameter kelangsingan untuk elemen dengan dominan mengalami momen lentur
K adalah faktor panjang efektif batang L adalah unsupported length of the member (mm) r adalah jari-jari girasi (mm) ry adalah jari-jari girasi sekitar sumbu minor (mm) Fy adalah kekuatan leleh minimum baja (MPa) E adalah modulus elastisitas baja (MPa)
9.4.2 Batasan rasio lebar/tebal Untuk komponen yang bersifat elastik, perbandingan lebar terhadap tebal penampang tidak melebihi batas rasio ( rλ ) sebagaimana ditentukan dalam Tabel 16. Untuk komponen daktail, perbandingan lebar terhadap tebal penampang tidak melebihi batas rasio ( pλ ) sebagaimana ditentukan dalam Tabel 16.
RSNI2 2833:201X
81 dari 154
Tabel 16 Batas rasio lebar/tebal elemen
Deskripsi elemen
Rasio lebar/tebal
Komponen elastik ( rλ )
Komponen daktail ( pλ )
Elemen yang tidak diberi pengaku Penampang baja I yang mengalami lentur dan tekan merata pada sayap
bt
0,56y
EF
0,30y
EF
Penampang tiang H yang mengalami tekan pada sayap
bt
0,56y
EF
0,45y
EF
Tekan pada kaki profil siku, kaki pada siku ganda dengan pemisah atau sayap profil T
bt
0,45y
EF
0,30y
EF
Tekan pada stems profil T d
t 0,75
y
EF
0,30y
EF
Elemen yang diberi pengaku Profil HSS yang mengalami tekan aksial dan atau tekan lentur
bt
w
ht
1,4y
EF
0,64 ( )y
E tubeF
Coverplates berlubang yang tidak disokong
bt
1,86y
EF
0,88y
EF
Elemen berpengaku yang mengalami tekan yang disokong sepanjang tepinya
bt
w
ht
1,49
y
EF
0,64 ( )y
E lacedF
0,88 ( )y
E lainnyaF
Pelat badan yang mengalami tekan lentur atau kombinasi lentur dan tekan
w
ht
0,745,7 1 u
y b y
PEF Pφ
⎛ ⎞−⎜ ⎟⎜ ⎟
⎝ ⎠
Bila 0,125 , makau b yP Pφ≤
1,543,14 1 u
y b y
PEF Pφ
⎛ ⎞−⎜ ⎟⎜ ⎟
⎝ ⎠
Bila 0,125 , makau b yP Pφ>
1,12 2,33 1,49u
y b y y
PE EF P Fφ
⎛ ⎞− ≥⎜ ⎟⎜ ⎟
⎝ ⎠
RSNI2 2833:201X
82 dari 154
Deskripsi elemen
Rasio lebar/tebal
Komponen elastik ( rλ )
Komponen daktail ( pλ )
Plat berpengaku longitudinal yang mengalami tekan
bt
0,66y
kEF
0,44y
kEF
Profil HSS melingkar yang mengalami tekan atau lentur
Dt
0,09y
EF
0,04y
EF
Keterangan : jika n = 1, maka :
1 3
3 4sIkbt
⎛ ⎞= ≤⎜ ⎟⎝ ⎠
(83)
jika n = 2, 3, 4, or 5, maka : 1 3
3 414.3 4sIkbt n
⎛ ⎞= ≤⎜ ⎟⎝ ⎠
(84)
Keterangan : k adalah koefisien tekuk pelat untuk tegangan normal merata n adalah jumlah pengaku sayap tekan longitudinal Is adalah momen inersia dari pengaku longitudinal individual sejajar sumbu sayap
dan diambil pada dasar pengaku (mm4) bφ adalah 0,9 faktor tahanan untuk lentur
Fy adalah spesifikasi kekuatan leleh minimum baja (MPa) E adalah modulus elastis baja (MPa) b adalah lebar elemen yang tidak diperkaku (mm) d adalah tinggi penampang (mm) D adalah diameter pipa HSS (mm) t adalah tebal elemen yang tidak diperkaku, tebal plat, atau tebal dinding HSS
(mm) h adalah kedalaman web (mm) Pu adalah beban aksial terfaktor yang bekerja pada batang (kN) Py adalah kuat leleh aksial nominal elemen (kN) tw adalah tebal dari pelat badan (mm)
9.4.3 Daktilitas lentur untuk elemen dengan kombinasi lentur dan aksial Kecuali pada kolom daktail momen tahanan rangka/batang sebagaimana dimaksud dalam Pasal 9.5.1, daktilitas lentur dapat digunakan jika beban aksial kurang dari 60 persen dari kuat leleh nominal elemen. Rasio kebutuhan terhadap kapasitas atau daktilitas simpangan harus kurang dari 1 jika beban aksial berimpit dengan momen lentur lebih besar dari 60% kuat leleh nominal elemen.
RSNI2 2833:201X
83 dari 154
9.4.4 Kombinasi aksial dan lentur Elemen dengan kombinasi aksial dan lentur harus diperiksa dengan menggunakan persamaan interaksi.
9.4.5 Lokasi pengelasan Titik las yang terletak di daerah inelastis (lihat Pasal 6.11.8) pada komponen daktail harus dibuat las penetrasi penuh. Las penetrasi sebagian tidak diperbolehkan di daerah sendi plastis. Sambungan tidak diperbolehkan di daerah inelastis pada komponen daktail. Pada KDS D, profil siku ganda dengan stitch welds dapat digunakan sebagai elemen diafragma daktail.
9.4.6 Diafragma ujung daktail di lantai pada jembatan gelagar Diafragma ujung daktail pada jembatan gelagar pelat dapat dirancang untuk menjadi elemen disipasi energi untuk beban gempa dalam arah transversal pada jembatan lurus dengan :
• Diafragma yang didetail khusus yang mampu mendisipasi energi secara stabil tanpa terjadi degradasi kekuatan dapat digunakan. Perilaku diafragma harus diverifikasi dengan pengujian siklik.
• Hanya sistem disipasi energy daktail dengan kinerja seismik yang memadai yang telah terbukti melalui pengujian inelastis siklik dapat digunakan.
• Desain mempertimbangkan kombinasi kekakuan relatif dan kekuatan ujung diafragma dan girder (termasuk pengaku perletakan) dalam membangun kekuatan diafragma dan desain gaya mempertimbangkan untuk kapasitas yang dilindungi elemen.
• Faktor modifikasi respon yang harus diperhitungkan dalam perencanaan diafragma daktail adalah sebagai berikut :
41
DED
SUB
DED
SUB
KKR KK
μ⎡ ⎤+⎢ ⎥= ≤⎢ ⎥⎢ ⎥+⎣ ⎦
(85)
Keterangan :
μ adalah daktilitas perpindahan dari ujung diafragma adalah tidak melebihi 4 KDED adalah kekakuan dari ujung diafragma daktail (kN/m) KSUB adalah kekakuan bangunan bawah (kN/m) • Semua detail / sambungan ujung diafragma daktail yang dilas. • Jembatan tidak memiliki bresing angin horizontal yang menghubungkan bagian
sayap bawah dari girder, kecuali panel bresing angin yang terakhir sebelum support masing-masing direncanakan sebagai panel daktail ekuivalen dan secara paralel untuk ujung diafragma vertikal yang berdekatan.
• Mekanisme yang efektif ada untuk memastikan perpindahan inersia-induktif yang disebabkan gaya gempa horisontal transversal dari lempengan pada diafragma.
Ketentuan perencanaan khusus untuk rangka bresing konsentris atau rangka bresing eksentris dapat mengacu pada standar perencanaan baja yang berlaku di Indonesia. Faktor kuat lebih yang akan digunakan untuk merencanakan kapasitas dilindungi elemen tergantung pada jenis diafragma daktail yang digunakan dan tidak boleh kurang dari yang ditentukan dalam Pasal 6.11.2.
RSNI2 2833:201X
84 dari 154
Untuk KDS B, C, atau D, bresing sudut tunggal dapat digunakan untuk batang diagonal ujung cross-frame.
9.4.7 Kait geser (shear connector) Kait geser harus diberikan pada sayap girder, cross frame ujung, atau diafragma untuk mentransfer beban gempa dari lantai beton ke kepala jembatan atau pilar pada KDS B dan harus diberikan pada KDS C dan D.
Untuk beban gempa transversal, sambungan geser yang efektif harus diambil seperti yang terletak di sayap girder, cross frame ujung, atau diafragma yang tidak jauh dari 9tw di setiap sisi elemen terluar pada kelompok pengaku perletakan.
Untuk beban gempa longitudinal, kait geser efektif terletak pada sayap gelagar di dalam panjang bentang daerah perletakan. Beban gempa yang bekerja pada kolom /pilar diambil sebagai nilai terkecil dari :
• Geser lebih kolom /pilar, atau • 1,3 kali kapasitas sistem bresing jika dianggap sebagai sistem pemikul gempa
daktail.
Beban gempa yang bekerja pada kepala jembatan diambil sebagai nilai terkecil dari :
• Kapasitas geser lebih kait geser, atau • 1,3 kali kapasitas sistem bresing jika dianggap sebagai sistem pemikul gempa
daktail.
9.5 Sistem rangka pemikul momen daktail dan struktur kolom tunggal pada KDS C dan D
Pasal ini berlaku untuk portal pemikul momen daktail dan bent yang dibuat dengan balok baja bentuk I dan kolom yang dihubungkan dengan bagian badan balok. Untuk KDS C atau D yang sesuai dengan perencanaan tipe 1, maka kolom harus dirancang sebagai elemen struktur daktail menggunakan faktor reduksi gaya R tidak lebih besar dari 4. Balok, zona panel di perpotongan kolom-balok, dan sambungannya harus didesain sebagai elemen elastis.
9.5.1 Kolom Rasio lebar tebal elemen tekan kolom harus sesuai dengan Tabel 16. Las penetrasi penuh pada sayap dan badan harus dilakukan pada hubungan kolom-balok atau balok-kolom.
Tahanan kolom terhadap kombinasi beban aksial dan lentur harus ditentukan sesuai dengan RSNI T-03 2005 tentang Perencanaan Struktur Baja untuk Jembatan. Beban aksial tekan terfaktor akibat beban gempa dan berat sendiri tidak boleh melebihi 0,20AgFy.
Tahanan geser bagian pelat badan pada kolom harus ditentukan sesuai dengan ketentuan pada RSNI T-03 2005 Perencanaan Struktur Baja untuk Jembatan.
Kecuali ditentukan pada pasal ini, maka daerah sendi plastis (Pasal 6.11.8) yang dekat dengan bagian atas dan bawah kolom, harus dikekang dalam arah lateral dan pada bagian yang tidak terkekang (jarak antara sendi plastis) dari lokasi ini tidak boleh melebihi nilai pada Tabel 15.
Pengekang lateral harus diberikan baik secara langsung ke bagian sayap atau tidak langsung melalui pengaku badan kolom atau pelat menerus, kecuali ditentukan di bawah ini.
RSNI2 2833:201X
85 dari 154
Setiap pengekang lateral sayap kolom harus dapat menahan gaya tidak kurang dari dua persen dari kekuatan nominal sayap kolom (0,02bftfFy) di lokasi perletakan. Kemungkinan pembebanan berulang harus diperhitungkan dan potensi sendi plastis di kedua sumbu utama kolom harus diperhitungkan. Persyaratan pengekang lateral tidak dapat digunakan untuk tiang yang berpotensi mengalami sendi plastis dalam tanah.
Apabila pengekang lateral tidak dapat disediakan, maka kelangsingan maksimum kolom KL/r tidak boleh melebihi 60 dan momen tranversal yang dihasilkan oleh gaya ditahan oleh bresing lateral (termasuk momen orde kedua akibat simpangan kolom yang dihasilkan) harus dimasukkan pada kombinasi beban gempa.
Sambungan lewatan yang menggunakan las penetrasi sebagian harus diberikan pada daerah sendi plastis seperti yang ditentukan pada Pasal 6.11.8 dengan jarak minimum diambil nilai terbesar dari :
• Seperempat tinggi bersih kolom • Dua kali dimensi penampang terbesar kolom • 1 m
9.5.2 Balok Faktor tahanan balok ditentukan sesuai RSNI T-03 2005 tentang Perencanaan Struktur Baja untuk Jembatan. Pada sambungan antara balok dan kolom, faktor tahanan balok tidak boleh lebih kecil jumlah tahanan kolom yang terhubung ke sambungan. Kecuali dapat ditunjukkan dengan analisa rasional, tahanan lentur kolom,(Mnx) diambil sebagai perkailan antara faktor overstrength dengan momen nominal kolom yaitu sebagai berikut :
1,18 1 unx px px
ye
PM M MAF
⎛ ⎞= − ≤⎜ ⎟⎝ ⎠
(86)
Keterangan : Mpx adalah kapasitas momen plastis dari batang kolom didasarkan pada sifat
material rencana (kN.m) A adalah luas penampang elemen (mm2) Fye adalah tegangan leleh elemen (MPa) Pu adalah beban aksial terfaktor (kN)
9.5.3 Zona panel dan sambungan Zona panel pada kolom-balok, sambungan penahan momen, dan sambungan pada dasar kolom harus dirancang sebagai elemen yang elastis.
Hubungan balok kolom harus memiliki tahanan tidak kurang dari tahanan balok sesuai dengan Pasal 9.5.2. Pelat menerus harus diberikan pada kedua sisi zona panel badan dan harus dengan total lebar setidaknya 0,8 kali lebar sayap dari sayap profil yang berlawanan. Pelat menerus harus proporsional untuk memenuhi persyaratan pengaku dan harus tersambung ke kedua sayap dan badan. Sayap dan sambungan pelat pada sambungan baut harus didesain sesuai dengan ketentuan perencanaan baja untuk jembatan di Indonesia.
9.5.4 Multitier frame bents Untuk multitier frame bents, prinsip-prinsip desain kapasitas, serta persyaratan Pasal 9.5.1, 9.5.2, dan 9.5.3 dapat dimodifikasi oleh perencana agar sendi plastis kolom
RSNI2 2833:201X
86 dari 154
hanya terjadi pada bagian atas kolom. Sendi plastis kolom di dasar struktur dimana dibutuhkan kekangan pada fondasi harus dilakukan pemeriksaan.
9.6 Pipa baja berisi beton untuk KDS C dan D Pipa baja berisi beton yang digunakan sebagai kolom, pilar, atau tiang yang direncanakan sebagai sendi plastis pada bagian komposit sebagai akibat dari respon terhadap gempa harus didesain sesuai dengan ketentuan pada Pasal 9.6.1, 9.6.2, dan 9.6.3.
9.6.1 Kombinasi aksial tekan dan lentur Elemen pipa baja berisi beton yang diperlukan untuk menahan gaya aksial tekan dan lentur dan direncanakan menjadi elemen bangunan bawah daktail harus diproporsi sedemikian sehingga :
1,0u u
rcr
P BMP M
+ ≤ (87)
dan :
1,0u
rc
MM
≤ (88)
dimana :
1 rc
ro
PBP
= − (89)
'rc c c cP A fφ= (90)
Keterangan : Pu adalah beban aksial terfaktor yang bekerja pada elemen (kN) Pr adalah kapasitas aksial nominal terfaktor elemen (kN) Mrc adalah kapasitas momen nominal terfaktor elemen sesuai dengan Pasal
9.6.2 (kN.m) Mu adalah momen ultimit terfaktor yang bekerja pada elemen, termasuk gempa
elastik yang dibagi dengan faktor reduksi kekuatan (R) (kN.m) Pro adalah kapasitas aksial nominal terfaktor elemen (kN)
cφ adalah faktor tahanan untuk beton pada kondisi tekan (=0,75) Ac adalah luas beton inti (mm2) f’c adalah kuat tekan beton (MPa)
9.6.2 Kuat Lentur Momen tahahan terfaktor pada pipa baja berisi beton (Mrc) dapat dihitung dengan menggunakan pendekatan kompatibilitas regangan dengan menggunakan model konstitutif material yang tepat.
Sebagai alternatif pendekatan regangan kompatibilitas, momen tahanan terfaktor pipa baja berisi beton dapat dihitung dengan menggunakan salah satu dari dua metode berikut :
Metode 1 – Geometri eksak : ' '( )rc f r rM C e C eϕ= + (91)
dimana :
RSNI2 2833:201X
87 dari 154
2r ytDC F β= (92)
2' '
8 2 2c
r cD b DC f aβ⎡ ⎤⎛ ⎞= − −⎢ ⎥⎜ ⎟
⎝ ⎠⎣ ⎦ (93)
( )1 1
2ce bπ β β
⎡ ⎤= +⎢ ⎥
−⎢ ⎥⎣ ⎦ (94)
2'
21
2 1,5 6 (0,5 )c
cc
be bD b D aπ β β
⎡ ⎤= +⎢ ⎥− − −⎣ ⎦
(95)
tan2 4cba β⎡ ⎤= ⎢ ⎥⎣ ⎦
(96)
sin2
cb D β⎡ ⎤= ⎢ ⎥⎣ ⎦ (97)
β adalah sudut pusat yang terbentuk diantara sumbu netral dan titik pusat pipa dan didapat dari persamaan rekursif sebagai berikut (rad)
2 ' 2
2 '
0.25 sin sin tan2 2 4
0,125
s y c
yc
A F D f
D f DtF
β β β
β
⎡ ⎤⎛ ⎞ ⎛ ⎞ ⎛ ⎞+ −⎜ ⎟ ⎜ ⎟ ⎜ ⎟⎢ ⎥⎝ ⎠ ⎝ ⎠ ⎝ ⎠⎣ ⎦=+
(98)
Keterangan : D adalah diameter luar pipa baja (mm) t adalah tebal dinding pipa baja (mm) Fy adalah tegangan leleh pipa baja (MPa) f’c adalah kuat tekan beton (MPa) Metode – 2 Geometri aproksimasi :
Nilai konservatif Mrc diberikan oleh :
( ) ( )32 2 '22 0,5 (0,5 )3frc n n cM Z th Fy D t D t h fϕ
⎡ ⎤⎡ ⎤= − + − − −⎢ ⎥⎢ ⎥⎣ ⎦⎣ ⎦ (99)
dimana :
'
' '2 4 (2 )c c
nyc c
A fhDf t F f
=+ −
(100)
keterangan :
φ f adalah faktor tahanan baja struktural terhadap lentur
Ac adalah luas beton inti (mm2) D adalah diameter luar pipa baja (mm) T adalah tebal dinding pipa baja (mm) Z adalah modulus plastis pipa baja (mm3) Fy adalah tegangan leleh pipa baja (MPa)
RSNI2 2833:201X
88 dari 154
f’c adalah kuat tekan beton (MPa) Untuk kebutuhan desain kapasitas, momen yang dihitung dengan metode pendekatan ini harus ditingkatkan sesuai dengan Pasal 9.3.
9.6.3 Balok dan sambungan elemen dengan kapasitas terproteksi harus didesain menahan gaya yang dihasilkan proses plastifikasi pada pipa baja berisi beton dan dihitung sesuai dengan Pasal 9.6.2.
9.7 Sambungan untuk KDS C dan D 9.7.1 Kekuatan minimum sambungan elemen daktail Hubungan dan sambungan antara atau pada elemen yang memiliki daktilitas lebih besar dari 1 harus didesain memiliki kapasitas nominal setidaknya sepuluh persen lebih besar dari kapasitas nominal elemen yang terlemah.
9.7.2 Kegagalan penampang untuk sambungan pada elemen daktail Kegagalan penampang sambungan harus diperiksa (lihat Pasal 9.7.6). Fraktur pada penampang bersih dan kegagalan geser harus dihindari.
9.7.3 Sambungan las Sambungan dengan las penetrasi sebagian atau las fillet di daerah elemen yang mengalami deformasi inelastik tidak boleh digunakan. Di luar daerah inelastis, sambungan dengan las penetrasi sebagian harus memiliki setidaknya 150 persen lebih dari kekuatan berdasarkan perhitungan dan tidak kurang dari 75 persen dari kekuatan elemen yang terhubung pada sambungan.
9.7.4 Kekuatan Pelat Buhul Pelat buhul harus didesain untuk menahan gaya geser, lentur, dan gaya aksial yang disebabkan oleh kapasitas overstrength elemen daktail yang terhubung dan kebutuhan gaya pada elemen elastik yang terhubung. Kekuatan desain harus didasarkan pada lebar efektif sesuai dengan metode Whitmore.
9.7.5 Batasan panjang tidak tertumpu terhadap rasio tebal pada pelat buhul Batasan panjang tidak tertumpu terhadap rasio tebal pada pelat buhul harus memenuhi persamaan berikut :
≤ 2.06g
y
L Et F
(101)
Keterangan : Lg adalah panjang tidak tertumpu pelat buhul (mm) t adalah tebal plat buhul (mm) E adalah modulus elastisitas baja (MPa) Fy adalah tegangan leleh pipa baja (MPa)
RSNI2 2833:201X
89 dari 154
9.7.6 Kuat tarik pelat buhul Perilaku kegagalan yang diharapkan pada pelat buhul adalah pelelehan pada penampang kotor yang akan menimbulkan perilaku kegagalan daktail. Kuat tarik terfaktor pelat buhul φ nP diambil sebagai :
φφ φ
φ⎧
= ≤ ⎨⎩
ng y g y
u n u
bs bs
A FP A F
P (102)
Dimana :
≥
= +
jika 0,58 , maka0,58tn vn
bs y vg u tn
A AP F A F A
(103)
<
= +
jika 0,58 , maka0,58tn vn
bs u vn y tg
A AP F A F A
(104)
Keterangan : Avg adalah luas kotor penampang sepanjang bidang yang menahan geser pada
moda kegagalan geser blok (mm2) Avn adalah luas bersih penampang sepanjang bidang yang menahan geser pada
moda kegagalan geser blok (mm2) Atg adalah luas kotor penampang sepanjang bidang yang menahan tarik pada
moda kegagalan geser blok (mm2) Atn adalah luas kotor penampang sepanjang bidang yang menahan tarik pada
moda kegagalan geser blok (mm2) Ag adalah luas kotor penampang sepanjang bidang yang menahan tarik (mm2) An adalah luas bersih penampang sepanjang bidang yang menahan tarik (mm2) Fy adalah tegangan leleh baja (MPa) Fu adalah kuat tarik baja (MPa) φbs adalah faktor tahanan untuk mekanisme kegagalan geser blok φu adalah faktor tahanan untuk fraktur pada penampang bersih φ y adalah faktor tahanan untuk pelelehan pada penampang kotor
9.7.7 Kuat Tekan Pelat Buhul Kekuatan tekan nominal pelat buhul (Png) dihitung sesuai dengan peraturan perencanaan baja yang berlaku di Indonesia.
9.7.8 Momen bidang (sumbu kuat) Kekuatan momen leleh nominal (Mng) pelat buhul dihitung dengan rumus berikut :
=ng g yM S F (105) Keterangan : Sg adalah modulus penampang pelat buhul pada sumbu kuat (mm3) Fy adalah tegangan leleh plat buhul (MPa) Kekuatan momen plastis nominal (Mpg) pelat buhul dihitung dengan rumus berikut :
=pg g yM Z F (106) Keterangan : Zg adalah modulus plastis penampang pelat buhul pada sumbu kuat (mm3)
RSNI2 2833:201X
90 dari 154
9.7.9 Kuat geser bidang Kuat geser nominal dari pelat buhul (Vng) dihitung dengan:
= 0,58ng gg yV A F (107)
Keterangan : Agg adalah luas kotor pelat buhul (mm2) Fy adalah tegangan leleh plat buhul (MPa)
9.7.10 Kombinasi momen, geser dan gaya aksial Kuat leleh inisial pelat buhul yang mengalami kombinasi momen bidang, geser, dan gaya aksial ditentukan dengan persamaan berikut :
+ ≤1,0g g
rgrg
P MP M
(108)
dan
⎡ ⎤+ ≤⎢ ⎥⎣ ⎦
2
1,0rg
g g
rg
P VP V
(109)
Keterangan : Vg adalah gaya geser yang bekerja pada pelat buhul (kips)
Ag adalah momen yang bekerja pada pelat buhul (kip-in.) Pg adalah gaya aksial yang bekerja pada pelat buhul (kips) Mrg adalah kapasitas momen leleh nominal terfaktor (φ ngM ) pelat buhul sesuai
Pasal 9.7.8 (kN.m) Vrg adalah kapasitas geser nominal terfaktor (φ ngV ) pelat buhul sesuai Pasal 9.7.9
(kN) Prg adalah faktor kapasitas leleh aksial nominal terfaktor (φ ngP ) pelat buhul sesuai
Pasal 9.7.6 (kN) Pelelehan akibat interaksi geser-momen-aksial pada pelat harus memenuhi ketentuan berikut :
⎛ ⎞⎜ ⎟⎛ ⎞ ⎝ ⎠+ + ≤⎜ ⎟ ⎡ ⎤⎝ ⎠ ⎛ ⎞−⎢ ⎥⎜ ⎟⎝ ⎠⎢ ⎥⎣ ⎦
4
21,0
1
g
g g rg
rpg rg g
rg
VM P VM P P
P
(110)
Keterangan : Mrpg adalah faktor kapasitas momen plastis nominal terfaktor (φ pgM )sesuai dengan pasal 9.7.8 (kN.m)
9.8 Perletakan tetap dan ekspansi 9.8.1 Penggunaan Ketentuan ini berlaku pada perletakan pin, perletakan roller, rocker bearing, perletakan tipe gelincir, perletakan karet, spherical bearing, pot bearing, dan disc bearing pada jembatan pelat yang menumpu pada gelagar baja. Perletakan pada
RSNI2 2833:201X
91 dari 154
curved bridges, bearing dengan sistem isolasi, dan bearing dengan mekanisme fusi, tidak tercakup pada ketentuan ini.
9.8.2 Kriteria Desain Penentuan kriteria desain seismik perletakan harus dikaitkan dengan kekuatan dan karakteristik kekakuan baik bangunan atas dan bangunan bawah.
Desain perletakan harus konsisten dengan strategi desain seismik yang diinginkan dan respon sistem jembatan secara keseluruhan.
Perletakan kaku diasumsikan tidak bergerak ke arah yang tertahan, sehingga gaya seismik dari bangunan atas diasumsikan ditransfer melalui diafragma atau cross frame dan sambungannya ke perletakan kemudian menuju bangunan bawah tanpa reduksi karena aksi inelastik sepanjang alur gaya.
Perletakan yang dapat berdeformasi yang tidak sepenuhnya kaku pada arah tahanan, tetapi tidak secara khusus didesain sebagai isolasi landasan telah menunjukkan reduksi transmisi gaya dapat digunakan dalam aplikasi seismik. Reduksi gaya yang ditransfer melalui perletakan tidak boleh kurang dari 0,4 kali reaksi perletakan akibat beban mati
10 Komponen beton bertulang
10.1 Umum Desain dan konstruksi beton yang meliputi bangunan atas, kolom, pilar/tiang jembatan, pondasi, dan sambungan harus sesuai dengan persyaratan pada bab ini.
Pendukung vertikal harus dianggap sebagai kolom jika rasio tinggi bersih terhadap dimensi maksimum penampangnya lebih besar dari 2,5. Untuk kolom dengan pembesaran, dimensi rencana maksimum diambil pada bagian minimum dari penampangnya. Untuk pendukung dengan rasio kurang dari 2,5 maka ketentuan untuk pilar dinding Pasal 10.6.8 hingga Pasal 10.6.10 dapat digunakan.
Pilar harus didesain sebagai elemen pilar dinding pada arah sumbu kuat dan sebagai kolom pada sumbu lemahnya.
Perpanjangan tiang pada tiang pancang, tiang bor, atau caisson dapat dianggap sebagai kolom untuk tujuan perencanaan dan detailing.
Jika pembesaran kolom yang bersifat arsitektur atau modifikasi lain terdapat pada kolom yang berada disekitar daerah sendi plastis, maka elemen tersebut harus diisolasi secara struktural sedemikian sehingga tidak memberikan kapasitas kuat lentur kolom. Jika isolasi struktur tidak digunakan, maka kolom dan elemen struktur sekitar harus didesain menahan gaya yang dihasilkan kapasitas kuat lentur yang meningkat sesuai dengan Pasal 10.14.
10.2 Kategori Desain Seismik A Ketentuan pada Pasal 6.6 untuk gaya rencana minimum harus dipenuhi, kemudian ketentuan Pasal 6.12 untuk panjang perletakan juga harus dipenuhi.
Bila SD1 lebih besar dari atau sama dengan 0,10 tetapi kurang dari 0,15, maka tulangan geser minimum harus disediakan menurut persyaratan Pasal 10.6.5 untuk KDS B. Kemudian ketentuan tulangan transversal dapat mengacu pada Pasal 10.8.9. Panjang dimana tulangan ini harus menjadi area sendi plastis diatur pada Pasal 6.11.7.
RSNI2 2833:201X
92 dari 154
10.3 Kategori Desain Seismik B, C, dan D 10.3.1 Umum Ukuran awal kolom dapat dihitung dengan menggunakan kekuatan dan kombinasi beban layan sesuai peraturan pembebanan yang berlaku. 10.3.2 Gaya rencana untuk KDS B
Gaya rencana ditentukan sebagai nilai terkecil dari gaya yang dihasilkan dari kapasitas momen sendi plastis dengan kuat lebih atau gaya gempa elastik yang belum direduksi pada kolom atau dinding pilar. Gaya yang terjadi harus lebih kecil dari kapasitas pada sesuai Pasal 10.5 dan Pasal 10.6. 10.3.3 Gaya rencana untuk KDS C dan D
Gaya rencana diambil berdasarkan gaya yang dihasilkan dari kapasitas momen sendi plastis dengan kuat lebih atau kapasitas sambungan maksimum sesuai prinsip desain kapasitas pada Pasal 6.11. 10.3.4 Daktilitas lokal untuk KDS D
Daktilitas simpangan lokal (µD) elemen harus ditentukan berdasarkan metode analisis yang diadopsi pada Bab 7. Daktilitas simpangan lokal tidak boleh melebihi daktilitas simpangan maksimum yang diijinkan pada Pasal 6.9. 10.4 Properti dan penggunaan baja tulangan, baja prategang, dan beton pada
KDS B, C, dan D
Untuk KDS B dan C, properti material yang diperkirakan harus digunakan untuk menentukan kekakuan penampang dan kapasitas lebih. Kemudian untuk KDS D, properti material harus digunakan untuk menentukan kekakuan dan kapasitas overstrength dan kapasitas simpangan. 10.4.1 Baja Tulangan
Baja tulangan, kawat ulir dan kawat cold-drawn, kawat polos las fabrikasi dan kawat ulir las fabrikasi harus sesuai dengan standar material yang berlaku di Indonesia.
Penggunaan tulangan kekuatan tinggi dengan kuat tarik ultimit hingga 1700 MPa diijinkan untuk tulangan kolom longitudinal untuk beban gempa, dengan ditunjukkan melalui pengujian bahwa properti fatik siklus rendah tidak terlalu rendah terhadap penulangan dengan kuat leleh 500 MPa atau kurang.
Penggunaan wire rope atau strand diijinkan untuk spiral pada kolom jika itu dapat ditunjukkan melalui pengujian bahwa modulus kekerasan melebihi 100 MPa.
10.4.2 Pemodelan baja tulangan
Baja tulangan dimodelkan dengan menggunakan hubungan tegangan-regangan yang menunjukkan bagian elastik pada awalnya, kemudian leleh dan mengalami strain hardening dimana tegangan meningkat seiring peningkatan regangan seperti ditunjukkan pada Gambar 33. Sebagai alternatif data yang spesifik, maka dapat digunakan properti baja tulangan seperti pada Tabel 17. Dalam rentang batas elastik, modulus elastisitas Es dapat diambil sebesar 200.000 MPa.
RSNI2 2833:201X
93 dari 154
Gambar 33 Diagram tegangan regangan baja
Tabel 17 Properti tegangan untuk baja tulangan
Sifat-sifat mekanis baja struktural lainnya untuk maksud perencanaan ditetapkan sebagai berikut:
Modulus geser : G = 80.000 MPa Angka poisson : µ = 0,3 Koefisien pemuaian : α = 12 x 10-6
per °C
10.4.3 Pemodelan baja prategang
Baja prategang dimodelkan dengan model tegangan-regangan nonlinear yang diidealisasi. Gambar 34 menunjukkan bahwa model tegangan-regangan idealisasi untuk strand prategang 7 kawat relaksasi rendah.
Pada dasarnya regangan baja prategang elastik diambil sebagai berikut:
• Untuk strand 1720 MPa :
, 0,0076ps EEε =
• Untuk strand 1860 MPa : , 0,0086ps EEε =
Regangan baja prategang ultimit yang tereduksi harus diambil sebagai berikut:
, 0,03Rps uε =
Tegangan (fps) pada ada baja prategang haris diambil sebagai berikut:
• Untuk strand 1720 MPa :
196.508ps psf ε= jika 0,0076psε ≤ (111)
RSNI2 2833:201X
94 dari 154
1,721720psps
fε
= − jika 0,0076psε > (112)
• Untuk strand 1860 MPa :
196.508ps psf ε= jika 0,0086psε ≤ (113)
0,2818600,007ps
ps
fε
= −−
jika 0,0086psε > (114)
Keterangan :
εps = regangan pada baja prategang
Gambar 34 Diagram tegangan regangan baja prategang
10.4.4 Pemodelan beton
Model tegangan-regangan untuk beton terkekang dan tidak terkekang dapat digunakan seperti digambarkan pada Gambar 35. Model regangan-tegangan Mander untuk beton terkekang dapat digunakan untuk menentukan respon penampang.
Kuat tekan beton yang rencana, f’ce diambil sebagai kuat tekan beton jangka panjang yang paling mungkin berdasarkan pengalaman regional dan diambil sebagai :
' '1,3ce cf f≥ (115)
Keterangan : '
cf adalah kuat tekan beton (MPa)
Regangan tekan beton tak terkekang pada tegangan tekan maksimum εco, diambil sama dengan 0,002. Regangan tekan tak terkekang ultimit (εsp) berdasarkan spalling diambil sama dengan 0,005.
Regangan (εps)
1860 MPa
1720 MPa
Es = 200.000 MPa
RSNI2 2833:201X
95 dari 154
Gambar 35 Diagram tegangan regangan beton
Regangan tekan terkekang (εcc) dan regangan tekan ultimit (εcu) untuk beton terkekang harus dikomputasikan menggunakan model Mander.
Bila mekanisme sendi plastis dalam tanah adalah bagian dari sistem pemikul gempa, maka beton inti terkekang harus dibatasi pada regangan tekan maksimum 0,02 atau sesuai dengan ketentuan pemilik pekerjaan, regangan tekan maksimum harus ditetapkan lebih rendah dari 0,02 untuk membatasi kerusakan.
10.5 Kapasitas momen plastis untuk elemen beton daktail pada KDS B, C dan D
Kapasitas momen plastis beton daktail harus dihitung dengan analisis momen-kurvatur (M-φ) dengan menggunakan properti material rencana. Analisis momen-kurvatur meliputi gaya aksial akibat beban mati dan gaya aksial akibat overtuning, seperti diberikan pada Pasal 6.11.4.
Kurva M-φ harus diidealisasi dengan respon plastis elastik sempurna untuk mengestimasi kapasitas momen plastis penampang elemen. Bagian elastik kurva idealisasi harus melewati titik leleh pertama tulangan. Kapasitas momen plastis idealisasi diperoleh dengan menyamakan area antara kurva M-φ aktual dan idealisasi setelah titik leleh pertama tulangan seperti ditunjukkan pada Gambar 36.
Gambar 36 Model momen-kurvatur
Kapasitas momen nominal rencana (Mne) didasarkan pada kekuatan beton dan tulangan yang diperkirakan ketika regangan beton mencapai besaran 0,003 atau regangan tulangan mencapai regangan tarik ultimit tereduksi seperti didefinisikan
kurvatur
momen (kN.m)
Mp
Mne My
φyi φy φu
perilaku aktual
perilaku elasto plastik
idealisasi
beton terkekang
beton tidak terkekang
f’cc
f’ce
RSNI2 2833:201X
96 dari 154
pada Tabel 17. Untuk KDS B, kapasitas momen nominal yang diperkirakan (Mne) boleh digunakan sebagai Mp sebagai alternatif analisis momen-kurvatur.
Untuk menentukan gaya pada elemen dengan kapasitas terproteksi yang berhubungan ke sendi plastis, pembesaran overstrength (λmo) harus digunakan pada kapasitas momen plastis elemen sendi plastis sehingga:
po mo pM Mλ= (116)
Keterangan :
poM adalah kapasitas lebih momen (kN.m)
moλ adalah faktor kuat lebih (1,2 s/d 1,4)
pM adalah kapasitas momen plastis kolom (kN.m)
Kurvatur ultimit, φu diambil sebagai kurvatur yang terkecil dari :
• Regangan tekan ultimit (εcu) beton terkekang dibagi dengan jarak dari sumbu netral plastis terhadap serat terluar dari inti beton bertulang, atau
• Regangan tark ultimit tereduksi, εRsu baja tulangan dibagi jarak dari sumbu netral
plastis terhadap serat tarik terluar tulangan longitudinal kolom.
10.6 Gaya geser rencana dan kapasitas geser untuk elemen beton daktail pada KDS B, C, dan D
10.6.1 Gaya geser rencana dan kapasitas
Gaya geser kolom Vu pada KDS B diambil sebagai nilai terkecil dari :
• Gaya geser yang diperoleh dari analisis gempa elastik linier • Gaya (Vpo) sendi plastis kolom yang memperhitungkan faktor kuat lebih
Gaya geser untuk kolom (Vu) pada KDS C atau D ditentukan berdasarkan gaya sendi plastis (Vpo) yang diperoleh dari kapasitas lebih momen (Mpo) yang didefinisikan dalam Pasal 10.5 dan diuraikan pada Pasal 6.11. Gaya geser untuk batang non-oversized (Vu) pada KDS B diambil sebagai nilai terkecil dari :
• Gaya geser yang diperoleh dari analisis gempa elastik linier • Gaya (Vpo) yang ditentukan dengan prosedur KDS C atau D
Gaya geser untuk tiang non-oversized pada KDS C atau D ditentukan sebagai nilai terbesar dari gaya yang diperoleh berdasarkan analisis interaksi tanah-tiang ketika sendi plastis terbentuk dalam tanah atau berdasarkan gaya geser yang dihitung dengan membagi kapasitas lebih momen tiang dengan panjang Hs. Hs diambil nilai terkecil dari :
• H’ + 2Dc atau • Panjang kolom/batang tiang dari titik momen maksimum ke titik balik lentur kolom
Keterangan : H’ adalah panjang batang tiang/kolom dari permukaan tanah terhadap titik balik
momen pada kolom di atas tanah (m)
Dc adalah diameter tiang (pile shaft) (m)
RSNI2 2833:201X
97 dari 154
Kapasitas geser kolom atau tiang non-oversized di area sendi plastis seperti dijelaskan dalam Pasal 6.11.7 diperhitungkan dengan menggunakan properti kuat material nominal dan harus memenuhi :
s n uV Vφ ≥ (117)
dengan
n c sV V V= +
(118)
Keterangan :
φs adalah faktor reduksi untuk geser pada beton bertulang (=0,9) Vn adalah kapasitas geser nominal (kN) Vc adalah kontribusi beton untuk kapasitas geser seperti dijelaskan pada Pasal
10.6.2. Vs adalah kontribusi baja tulangan terhadap kapasitas geser seperti dijelaskan
pada Pasal 10.6.3. Tahanan geser nominal untuk beton daktail diluar area sendi plastis yang didefinisikan dalam Pasal 6.11.7 ditentukan menggunakan ketentuan pada Pasal 10.6.2 hingga Pasal 10.6.7 dengan koefisien α’ sama dengan 3. Hal ini hanya berlaku untuk pembebanan yang memperhitungkan pengaruh gempa.
10.6.2 Kapasitas geser beton
Kapasitas geser beton, Vc untuk elemen yang didesain pada KDS B,C dan D diambil sebagai:
Vc = vc Ae (119) dengan:
Ae = 0,8 Ag (120) Jika Pu adalah tekan :
'' '
'
0,290,084 (1 )
2 0,124cu
c cg c
fPv fA f
α⎧⎪= + ≤ ⎨⎪⎩
(121)
sebaliknya: vc = 0 (122) Untuk kolom lingkaran dengan penulangan spiral atau melingkar:
' 3,671,03
sD
fα μ= + − (123)
2,41s s yhf fρ= ≤ (124)
'
4 ss
AsD
ρ = (125)
Untuk kolom persegi dengan kait (tie): ' 3,67
1,03w
Df
α μ= + − (126)
2 2,41w w yhf fρ= ≤ (127)
vw
Abs
ρ = (128)
RSNI2 2833:201X
98 dari 154
Keterangan : Ag adalah luas kotor penampang beton (mm2) Pu adalah gaya tekan ultimit yang bekerja pada penampang (kN) Asp adalah luas tulangan spiral atau melingkar (mm2) s adalah jarak tulangan melingkar/spiral (mm) D’ adalah diameter inti kolom yang diukur dari pusat tulangan spiral atau
melingkar (mm) Av adalah luas total penampang melintang tulangan geser dalam arah
pembebanan (mm2) b adalah lebar kolom persegi (mm) fyh adalah tegangan leleh nominal dari tulangan transversal (MPa) fc’ adalah kuat tekan beton nominal (MPa) μD adalah rasio daktilitas simpangan lokal maksimum elemen α’ adalah faktor penyesuaian tegangan geser beton
Untuk KDS B, kapasitas geser beton pada penampang dalam area sendi plastis ditentukan dengan menggunakan μD = 2. Untuk KDS C, kapasitas geser beton pada penampang dalam area sendi plastis ditentukan dengan menggunakan μD = 3. Untuk KDS D, kapasitas geser beton pada penampang dalam area sendi plastis ditentukan dengan menggunakan μD yang ditentukan dari Persamaan 39. Faktor penyesuaian tegangan geser beton (α’) diambil tidak lebih besar dari 3 dan tidak kurang dari 0,3.
10.6.3 Kapasitas tulangan geser Untuk elemen yang diberi penulangan sengkang melingkar, spiral, atau sengkang melingkar atau spiral yang saling terkait seperti dijelaskan dalam Pasal 10.6.6, kuat geser nominal tulangan, Vs diambil sebagai :
'
2sp yh
s
nA f DV
sπ ⎛ ⎞
= ⎜ ⎟⎜ ⎟⎝ ⎠
(129)
Keterangan : n adalah jumlah penampang inti spiral/sengkang melingkar interlocking Asp adalah luas baja tulangan spiral/sengkang melingkar (mm2) fyh adalah tegangan leleh tulangan spiral/sengkang melingkar (MPa) D’ adalah diameter inti kolom yang diukur dari pusat spiral/sengkang melingkar
(mm) s adalah jarak tulangan spiral/sengkang melingkar (mm)
Untuk elemen yang diberi penulangan dengan sengkang persegi, termasuk dinding pilar dalam sumbu lemah, kuat geser nominal tulangan Vs diambil sebagai :
v yhs
A f dV
s= (130)
Keterangan : Av adalah luas penampang tulangan geser dalam arah pembebanan (mm2) d adalah tinggi efektif penampang dalam arah pembebanan diukur dari
permukaan tekan elemen ke pusat berat dari tulangan tarik (mm) fyh adalah tegangan leleh sengkang (MPa) s adalah spasi sengkang (mm)
RSNI2 2833:201X
99 dari 154
Contoh penulangan transversal elemen kolom ditunjukkan pada Gambar 37 sampai dengan Gambar 40.
Gambar 37 Tulangan spiral
Gambar 38 Detail tulangan pengekang kolom persegi
Gambar 39 Detail tulangan interlocking dan tulangan geser
tulangan spiral
maks 200 mm
kait silang pada tulangan longitudinal kolom
maks 350 mm
sengkang dan kait silang berkontribusi terhadap Ash
maks 350 mm
maks 150 mm
sumbu kolom
sumbu pilar
maks 200 mm
tulangan pengunci/ interlocking bars
kait silang
posisikan sambungan dekat sumbu kolom dan pilar
tulangan spiral atau sengkang melingkar
RSNI2 2833:201X
100 dari 154
Gambar 40 Detail tulangan pengekang kolom persegi panjang
10.6.4 Tulangan geser maksimum
Kuat geser yang diberikan baja tulangan Vs diambil tidak lebih besar dari :
'0,658s c eV f A≤ (131) Keterangan : Ae adalah luas efektif penampang untuk perhitungan tahanan geser seperti
didefinisikan pada Persamaan 120 (mm2) fc’ adalah kuat tekan beton (MPa) 10.6.5 Tulangan geser minimum
Luas tulangan spiral atau sengkang melingkar pada kolom, Asp dan tulangan badan kolom, Av digunakan untuk menentukan rasio penulangan, ρs dan ρw seperti diberikan pada Persamaan 125 dan Persamaan 128. Rasio tulangan spiral atau sengkang melingkar, ρs untuk inti kolom bulat dan rasio tulangan badan, ρw harus memenuhi :
• Untuk KDS B:
ρs ≥ 0.003 (132)
ρw ≥ 0.002 (133)
• Untuk KDS C dan D
ρs ≥ 0.005 (134)
ρw ≥ 0.004 (135)
10.6.6 Kapasitas tulangan geser pada interlocking spiral Kuat geser tulangan yang diberikan interlocking spiral atau sengkang diambil sebagai jumlah masing-masing kuat geser interlocking spiral atau sengkang menurut Persamaan 129.
10.6.7 Penulangan vertikal minimum di daerah interlocking
Tulangan longitudinal di daerah interlocking kolom harus memiliki spasi maksimum 200 mm dan tidak perlu diangkur pada pondasi atau balok kepala kecuali dianggap
maks 350 mm
maks 350 mm
maks 150 mm
hc untuk Ash sumbu x-x
RSNI2 2833:201X
101 dari 154
perlu untuk memberikan kapasitas lentur kolom. Ukuran tulangan longitudinal di daerah interlocking kolom dipilih sesuai tulangan di luar daerah interlocking seperti terlihat pada Tabel 18.
Tabel 18 Ukuran tulangan untuk daerah interlocking kolom
Ukuran minimum tulangan di daerah interlocking (mm)
Ukuran tulangan di luar daerah
interlocking (mm) 19 3225 3528 4335 57
10.6.8 Kapasitas geser dinding pilar dalam arah sumbu lemah
Kapasitas geser untuk dinding pilar dalam arah sumbu lemah ditentukan menurut Pasal 10.6.1, Pasal 10.6.2 dan Pasal 10.6.3.
10.6.9 Kapasitas geser dinding pilar dalam arah sumbu kuat
Kapasitas geser nominal terfaktor dinding pilar dalam arah sumbu kuat, φVn lebih besar dari kebutuhan geser maksimum, Vu seperti dirumuskan dalam Persamaan 136. Kebutuhan geser maksimum, Vu tidak perlu diambil lebih besar dari nilai terkecil dari : • Kapasitas lebih sambungan bangunan atas ke bangunan bawah • Kapasitas lebih pondasi • Gaya geser yang ditentukan menurut Pasal 10.3 • Gaya elastik tidak tereduksi yang diperoleh dengan menggunakan analisis
prosedur 1 atau 2 sesuai Pasal 4.2
s n uV Vφ ≥ (136)
dengan:
( )' '0,342 0,658n c h yh c cV f f bd f Aρ= + ≤ (137)
vh
Abs
ρ = (138)
Keterangan : φs adalah 0,90 untuk geser dalam beton bertulang Av adalah luas penampang tulangan geser dalam arah pembebanan (mm2) d adalah tebal penampang dalam arah pembebanan (mm) b adalah lebar penampang (mm) fyh adalah tegangan leleh tie reinforcement (MPa) fc’ adalah kuat tekan beton (MPa) s adalah spasi tulangan (mm) Ae adalah luas efektif penampang melintang untuk tahanan geser yang
didefinisikan pada Persamaan 120 (mm2)
RSNI2 2833:201X
102 dari 154
10.6.10 Penulangan Minimum Dinding Pilar
Rasio penulangan horizontal (ρh) tidak boleh kurang dari 0,0025. Kemudian rasio penulangan vertikal tidak boleh kurang dari rasio penulangan horizontal. Spasi penulangan baik horizontal maupun vertikal tidak boleh melebihi 450 mm.
Penulangan geser harus menerus dan didistribusikan secara merata. Lapis tulangan horizontal dan vertikal diberikan pada setiap muka pilar. Sambungan lewatan dalam penulangan horizontal pilar harus disokong.
10.7 Persyaratan untuk desain elemen daktail 10.7.1 Kuat Lateral Minimum
Kapasitas lentur lateral minimum masing-masing kolom diambil sebagai:
0,50,1 h sne trib
H DM P +⎛ ⎞≥ ⎜ ⎟Λ⎝ ⎠ (139)
Keterangan : Mne adalah kapasitas momen nominal kolom berdasarkan properti material yang
diperkirakan seperti ditunjukkan dalam Gambar 36 (kN.m) Ptrib adalah nilai terbesar antara beban mati per kolom atau gaya akibat massa
seismik yang bekerja pada kolom (kN) Hh adalah tinggi dari bagian atas telapak ke bagian teratas kolom atau tinggi
kolom ekivalen untuk kolom dengan perpanjangan tiang (m) Ds adalah kedalaman bangunan atas (m) A adalah faktor kondisi ujung kolom yang didefinisikan dalam Pasal 6.8.1. Kapasitas lentur elemen tiang yang diperpanjang dan dinding pilar dalam arah sumbu lemah harus memenuhi persyaratan Persamaan 139 ketika kebutuhan daktilitas >1.
10.7.2 Beban aksial maksimum elemen daktail dalam KDS C dan D
Beban aksial maksimum yang bekerja pada kolom atau pilar dengan kebutuhan daktilitas, μD >2 kemudian analisis pushover momen kurvatur tidak dilakukan maka harus memenuhi persamaan berikut : Pu ≤ 0.2 fc’ Ag (140) Keterangan : Pu adalah gaya tekan ultimit yang bekerja pada penampang termasuk gaya
vertikal yang disebabkan gempa (kN) fc’ adalah kuat tekan beton (MPa) Ag adalah luas kotor penampang (mm2) Beban aksial yang lebih tinggi, Pu dapat digunakan dengan cara analisis pushover momen kurvatur dilakukan untuk menghitung kapsitas daktilitas maksimum elemen.
10.8 Persyaratan penulangan longitudinal dan lateral 10.8.1 Penulangan longitudinal maksimum
Luas tulangan longitudinal untuk elemen tekan harus memenuhi:
Al ≤ 0.04 Ag (141)
RSNI2 2833:201X
103 dari 154
Keterangan : Ag adalah luas kotor penampang melintang elemen (mm2) Al adalah luas tulangan longitudinal elemen (mm2) 10.8.2 Penulangan longitudinal minimum
Luas minimum penulangan longitudinal untuk elemen tekan tidak boleh kurang dari:
• Untuk kolom pada KDS B dan C
Al ≥ 0.007 Ag (142)
• Untuk kolom pada KDS D
Al ≥ 0.010 Ag (143)
• Untuk dinding pilar pada KDS B dan C
Al ≥ 0.0025 Ag (144)
• Untuk dinding pilar pada KDS D
Al ≥ 0.005 Ag (145) Keterangan : Ag adalah luas kotor penampang elemen (mm2) Al adalah luas tulangan longitudinal elemen (mm2)
10.8.3 Sambungan tulangan longitudinal kolom terhadap kebutuhan daktilitas KDS C dan D
Sambungan tulangan kolom longitudinal pada KDS C dan D harus diluar daerah sendi plastis seperti didefinisikan dalam Pasal 6.11.7, kecuali diijinkan seperti dijelaskan sebagai berikut.
Untuk tiang atau shaft pada KDS D dimana likuifaksi diantisipasi, desain harus memperhitungkan bahwa zona dengan potensi sendi plastis pada kondisi likuifaksi dan nonlikuifaksi dapat menjadi besar. Untuk tiang atau shaft pada KDS D dimana sambungan dalam zona tidak dapat dihindari, maka harus ditentukan mechanical couplers yang mampu mengembangkan kuat tarik tulangan yang diperkirakan dan disetujui oleh pemilik pekerjaan.
10.8.4 Panjang penyaluran minimum baja tulangan untuk KDS C dan D
Tulangan longitudinal kolom harus diperpanjang kedalam telapak dan balok kepala sedekat mungkin dengan muka yang berlawanan pada telapak atau balok kepala.
Panjang penyaluran tulangan kolom longitudinal ke dalam balok kepala atau telapak untuk kondisi beban gempa harus memenuhi :
'
0,79 bl yeac
c
d fL
f≥ (146)
Keterangan : Lac adalah panjang pengangkuran tulangan longitudinal ke dalam balok kepala atau
telapak (m) dbl adalah diameter tulangan kolom longitudinal (m) fye adalah tegangan leleh yang diperkirakan dari tulangan longitudinal (MPa) fc’ adalah kuat tekan nominal beton (MPa)
RSNI2 2833:201X
104 dari 154
Untuk KDS D, panjang penyaluran tidak boleh dikurangi dengan cara menambahkan kait tambahan atau alat angkur mekanis. Jika digunakan sebuah kait, ujung kait harus diarahkan ke bagian dalam menuju inti sambungan.
10.8.5 Pengangkuran tulangan yang digabungkan (bundled bar) komponen daktail pada KDS C dan D
Panjang pengangkuran tulangan kolom yang digabungkan ke dalam balok kepala meningkat 20% untuk 2 rangkaian tulangan dan 50% untuk 3 rangkaian tulangan. 4 rangkaian tulangan tidak diijinkan pada elemen daktail. 10.8.6 Diameter tulangan maksimum untuk KDS C dan D
Untuk menjamin lekatan yang kuat terhadap beton, diameter tulangan longitudinal, dbf pada kolom harus memenuhi :
−≤
'0,79 ( 0,5 )c cbl
ye
f L Dd
f (147)
Keterangan : L adalah panjang kolom dari titik balik momen ke titik momen maksimum
berdasarkan prinsip desain kapasitas (mm) Dc adalah diameter kedalaman kolom dalam arah pembebanan (mm) fc’ adalah kuat tekan nominal beton (MPa) fye adalah kuat leleh yang diperkirakan (MPa) Bila tulangan longitudinal kolom digabungkan, persyaratan ikatan yang cukup (Persamaan 147) harus dicek untuk diameter tulangan efektif, diasumsikan 1,2dbl untuk 2 rangkaian tulangan dan 1,5dbl untuk 3 rangkaian tulangan.
10.8.7 Tulangan lateral di dalam daerah sendi plastis untuk KDS C dan D
Volume penulangan lateral ρs atau ρw yang diatur dalam Pasal 10.6.2 disediakan dalam daerah sendi plastis seperti diatur dalam Pasal 6.11.7 harus cukup untuk menjamin bahwa kolom atau dinding pilar memiliki kapasitas geser yang cukup dan level kekangan untuk menghasilkan kapasitas daktilitas yang ditentukan.
Untuk kolom yang didesain untuk menghasilkan daktilitas simpangan lebih besar dari 4, maka tulangan lateral harus diberi las pangkal dengan sengkang atau spiral.
Kombinasi sengkang atau spiral tidak dijinkan kecuali pada telapak atau balok kepala. Sengkang dapat ditempatkan sekitar penggantung kolom (misalnya tulangan longitudinal yang diperpanjang) sebagai pengganti tulangan spiral menerus pada kepala dan telapak.
Pada spiral atau sengkang ke spiral yang tidak menerus, spiral harus berakhir dengan satu tambahan putaran ditambah ekor yang sama dengan diameter penggantung.
10.8.8 Tulangan lateral kolom di luar daerah sendi plastis untuk KDS C dan D
Rasio volume tulangan lateral yang dibutuhkan di luar daerah sendi plastis tidak boleh kurang dari 50% dari yang ditentukan menurut Pasal 10.8.7 dan Pasal 10.6
Tipe tulangan lateral di luar daerah sendi plastis memiliki tipe yang sama dengan yang digunakan dalam daerah sendi plastis.
RSNI2 2833:201X
105 dari 154
Pada spiral atau sengkang ke spiral yang tidak menerus, sambungan harus disediakan yang mampu memberikan 125% dari tegangan leleh minimum spesifikasi, fyh baja tulangan.
Tulangan lateral harus diperpanjang ke dalam telapak ke tekukan tulangan longitudinal di atas alas bagian bawah (bottom mat)
Tulangan lateral harus diperpanjang ke dalam balok kepala dengan jarak yang cukup untuk memberikan tulangan kemampuan untuk mengalami mekanisme sendi plastis.
10.8.9 Persyaratan tulangan lateral untuk KDS C dan D
Semua tulangan longitudinal pada elemen tekan harus diberikan oleh tulangan lateral. Tulangan sengkang melingkar transversal dapat berupa sengkang melingkar tunggal atau sengkang melingkar yang saling overlap. Kait silang yang memiliki ukuran tulangan sama dengan sengkang melingkar dapat digunakan. Setiap ujung kait silang harus mengikutsertakan tulangan longitudinal pinggir. Semua kait silang harus memiliki kait gempa.
Kait gempa harus memiliki tekukan 135o, ditambah perpanjangan yang tidak kurang dari diameter tulangan yang lebih besar dari 150 mm atau 75 mm. Kait gempa digunakan untuk tulangan transversal pada daerah dimana sendi plastis diharapkan terjadi. Kait gempa beserta lokasinya harus didetailkan dalam dokumen kontrak.
Tulangan transversal dengan persyaratan berikut harus dianggap sebagai kait silang:
• Tulangan menerus dengan tekukan tidak kurang dari 135o, dengan perpanjangan tidak kurang dari 6 kali diameter tetapi tidak kurang dari 75 mm pada satu ujung dan tekukan tidak kurang dari 90o dengan perpanjangan tidak kurang dari 6 kali diameter di ujung lainnya.
• Tekukan harus mengikutkan tulangan longitudinal pinggir. • Tekukan 90o pada 2 kait silang berturut-turut yang mengikutsertakan tulangan
longitudinal yang sama harus diselingi ujung ke ujung.
Tulangan transversal dengan persyaratan berikut harus dianggap sebagai sengkang melingkar:
• Tulangan harus berupa closed tie atau continuously wound tie • closed tie dapat dibuat dari beberapa elemen tulangan dengan tekukan 135°
yang memiliki 6 kali diameter tulangan tetapi tidak kurang dari 75 mm perpanjangan pada tiap ujungnya.
• Continuously wound tie memiliki tekukan 135° pada tiap ujung dengan 6 kali diameter tetapi tidak kurang dari 75 mm perpanjangan yang melibatkan tulangan longitudinal.
Untuk elemen yang ditulangi dengan sengkang melingkar tunggal, sambungan sengkang harus ditumpu di sekeliling kolom dengan jarak minimum 1/3 keliling sengkang.
Untuk elemen yang ditulangi dengan sengkang interlocking, sambungan sengkang ditempatkan di dalam area interlocking dari penampang kolom.
Ukuran minimum tulangan lateral yaitu sebagai berikut :
• Tulangan D13 untuk tulangan longitudinal D13 atau lebih kecil • Tulangan D16 untuk tulangan longitudinal D32 atau lebih besar, dan • Tulangan D16 untuk tulangan longitudinal yang dirangkai
Spasi maksimum untuk tulangan lateral dalam daerah sendi plastis yang didefinisikan dalam Pasal 6.11.7 tidak melebihi nilai terkecil dari:
RSNI2 2833:201X
106 dari 154
• 1/5 dimensi terkecil dari penampang kolom dan 1/2 dimensi terkecil penampang pilar
• 6 kali diameter nominal dari tulangan longitudinal • 150 mm untuk sengkang melingkar tunggal atau tulangan spiral • 200 mm untuk tulangan sengkang melingkar yang dirangkai
Dengan persetujuan pemilik pekerjaan, penggunaan kawat berulir, tali kawat atau kawat las fabrikasi dengan luas yang ekivalen dapat digunakan.
10.8.10 Panjang penyaluran tulangan kolom yang diperpanjang pada oversized pile shaft untuk KDS C dan D
Tulangan longitudinal kolom harus diperpanjang ke dalam oversized shafts (diameter yang diperbesar) dengan bertahap dan dengan panjang tertanam minimum sebesar
+ +,max ,max dan 2c d c dD L D L , dimana Dc,max adalah dimensi penampang melintang kolom yang lebih besar dan Ld adalah panjang penyaluran dalam kondisi tarik pada tulangan longitudinal kolom.
10.8.11 Persyaratan tulangan lateral untuk kolom yang menumpu pada oversized pile shaft untuk KDS C dan D
Rasio volume tulangan lateral untuk kolom yang menumpu pada oversized pile harus memenuhi persyaratan yang diatur pada Pasal 8.8.7. dan Pasal 8.8.8. Sedikitnya dibutuhkan 50% tulangan pengekang pada dasar kolom harus diperpanjang kedalam kolom.
10.8.12 Pengekangan lateral untuk oversized pile shaft pada KDS C dan D
Rasio volume dari tulangan lateral pada oversized shafts harus 50% kekangan pada dasar kolom yang dberikan pada shaft didesain untuk kapasitas nominal lentur yang diperkirakan sama dengan 1.25 kali kebutuhan momen yang dihasilkan oleh momen overstrength dari kolom yang tertanam. Kekangan lateral yang diperpanjang sepanjang shaft hingga cage kolom yang tertanam harus diakhiri. Spasi kekangan oversized shaft dapat digandakan di luar panjang pemutusan cage kolom.
10.8.13 Pengekangan lateral untuk non-oversized strengthened pile shafts pada KDS C dan D
Rasio volume kekangan lateral pada segmen atas shaft, 4Dc max dimana Dc max adalah dimensi penampang melintang kolom yang lebih besar, sedikitnya 75% dari tulangan pengekang dibutuhkan pada dasar kolom agar shaft didesain untuk kapasitas nominal lentur sama dengan 1,25 kali kebutuhan momen yang dihasilkan oleh momen overstrength kolom yang tertanam. Pengekang lateral harus diperpanjang sepanjang shaft hingga panjang tertanam kolom. Spasi pengekang dapat digandakan setelah panjang column cage.
10.9 Persyaratan untuk elemen dengan kapasitas terproteksi Elemen dengan kapasitas terproteksi seperti fondasi telapak, balok kepala, oversized pile shaft, sambungan dan elemen bangunan atas integral yang berdekatan dengan lokasi sendi plastis harus didesain untuk tetap elastik ketika sendi plastis mencapai kapasitas momen overstrengthnya, Mpo.
RSNI2 2833:201X
107 dari 154
Kapasitas momen nominal (Mne) digunakan untuk menentukan kapasitas elemen elastik dan dihitung berdasarkan analisis kompatibilitas regangan dengan menggunakan diagram M-φ seperti diilustrasikan dan diuraikan dalam Pasal 10.5. Untuk oversized shaft, kapasitas momen nominal di seluruh lokasi sepanjang shaft harus lebih besar atau sama dengan 1,25 kali kebutuhan momen pada shaft yang terbentuk akibat mekanisme sendi plastis pada dasar kolom, kecuali sendi plastis dalam tanah adalah bagian dari sistem pemikul gempa. Dengan persetujuan pemilik pekerjaan, faktor 1,25 dapat direduksi menjadi 1,0 untuk kondisi likuifaksi. Momen rencana di bawah tanah untuk extended (non-oversized) shaft dapat ditentukan dengan menggunakan prosedur statik nonlinier /analisis pushover dengan mendorong struktur secara lateral hingga sesuai dengan kebutuhan simpangan yang diperoleh dari analisis respon spektrum elastik. Zona sendi plastis yang diperkirakan harus memanjang tiga dimensi di atas dan di bawah titik momen maksimum.
10.10 Desain kapasitas bangunan atas balok kepala integral untuk arah longitudinal pada KDS C dan D
Bangunan atas harus direncanakan sebagai elemen dengan kapasitas terproteksi. Momen yang disebabkan beban mati atau efek sekunder prategang harus didistribusikan ke seluruh bangunan atas. Momen overstrength kolom (Mpo) kemudian momen yang ditimbulkan eksentrisitas antara lokasi sendi plastis dan pusat berat bangunan atas harus didistribusikan ke bentang yang terhubung ke portal berdasarkan faktor distribusi kekakuan. Momen ini harus diperhitungkan dalam lebar efektif bangunan atas.
Untuk jembatan gelagar prategang pracetak, duapertiga momen gempa longitudinal ditahan oleh girder dalam lebar efektif (Beff) seperti ditentukan Persamaan 149 dan sisanya sepertiga oleh gelagar di luar lebar efektif dan dalam area sekitar kolom. Lebar efektif bangunan atas yang menahan momen gempa longitudinal ditentukan berdasarkan Persamaan 148 dan 149. Untuk gelagar boks dan bangunan atas solid:
= + 2eff c sB D D (148)
Untuk open soffit, bangunan atas girder-dek:
= +eff c sB D D (149)
Keterangan : Dc adalah diameter kolom (m) Ds adalah tinggi bangunan atas (m)
10.11 Desain kapasitas bangunan atas untuk arah transversal (balok kepala integral) pada KDS C dan D
Balok kepala dianggap integral jika berakhir pada bagian luar gelagar eksterior dan berespon monolit dengan sistem gelagar terhadap eksitasi dinamik.
Balok kepala didesain sebagai elemen elastik. Kebutuhan momen yang disebabkan beban mati atau efek sekunder prategang harus didistribusikan selebar efektif balok kepala seperti ditunjukkan Gambar 41.
RSNI2 2833:201X
108 dari 154
Gambar 41 Lebar efektif balok kepala
Momen overstrength kolom dan momen yang disebabkan karena eksentrisitas antara lokasi sendi plastis dan pusat berat balok kepala didistribusikan berdasarkan karakteristik kekakuan efektif portal. Momen harus diperhitungkan dalam lebar efektif balok kepala. Lebar efektif diambil sebagai :
= + 12eff capB B t (150)
Keterangan : t adalah ketebalan bagian atas atau dasar slab (m) Bcap adalah ketebalan balok kepala (m) Untuk KDS C dan D, tulangan lentur longitudinal balok kepala harus menerus. Minimum, sambungan tulangan harus dilakukan dengan menggunakan mechanical coupler yang dapat memberikan 125% kuat leleh rencana baja tulangan.
10.12 Desain Bangunan atas balok kepala non integral pada KDS C dan D
Balok kepala nonintegral harus memenuhi semua persyaratan untuk portal dengan balok kepala integral dalam arah transversal.
Untuk sambungan bangunan atas-bangunan bawah yang tidak ditujukan untuk berfusi, mekanisme transfer gaya lateral harus diberikan pada interface yang mampu mentransfer gaya lateral maksimum dengan sendi plastis pada sistem pemikul gempa. Untuk sambungan bangunan atas-bangunan bawah yang ditujukan berfusi, gaya lateral minimum pada interface harus diambil 0,4 kali reaksi beban mati ditambah kapasitas overstrength kait geser.
Elemen bangunan atas yang bertumpu pada balok kepala non integral harus ditumpu secara sederhana pada balok kepala atau bentang menerus dengan detail pemisah seperti elastomeric pad atau isolation bearing antara balok kepala dan bangunan atas.
Balok kepala non integral yang mendukung bangunan atas dengan siar muai pada kepala harus memiliki panjang perletakan yang cukup untuk mencegah terlepasnya gelagar. Panjang perletakan minimum untuk balok kepala non integral harus ditentukan berdasarkan Pasal 6.12. Perangkat seperti rigid restrainer atau pelat badan diperbolehkan untuk mencegah terlepasnya gelagar tidak terjadi.
RSNI2 2833:201X
109 dari 154
10.13 Perencanaan sambungan pada KDS C dan D
10.13.1 Kinerja sambungan
Sambungan penahan momen didesain untuk mentransmisi gaya maksimum yang dihasilkan ketika kolom telah mencapai kapasitas overstrengthnya (Mpo).
10.13.2 Proporsi sambungan
Sambungan penahan momen harus diproporsikan sehingga tegangan utama memenuhi persyaratan pada Persamaan 151 dan Persamaan 152. Untuk tekan utama, pc
≤ '0,25c cp f (151)
Untuk tarik utama, pt
≤ 't cp f (152)
Dengan
+ −⎛ ⎞ ⎛ ⎞= − +⎜ ⎟ ⎜ ⎟⎝ ⎠ ⎝ ⎠
22
2 2h v h v
t jvf f f fp v (153)
+ −⎛ ⎞ ⎛ ⎞= + +⎜ ⎟ ⎜ ⎟⎝ ⎠ ⎝ ⎠
22
2 2h v h v
t jvf f f fp v (154)
Keterangan : fh adalah tegangan normal rata-rata pada arah horizontal pada sambungan
penahan momen (MPa) fv adalah tegangan normal rata-rata pada arah vertikal pada sambungan
penahan momen (MPa) vjv adalah tegangan geser vertikal nominal dalam join penahan momen (MPa) Tegangan horizontal rata-rata, fh diambil sebesar:
= bh
cap s
PfB D
(155)
Keterangan : Pb adalah gaya aksial balok pada pusat sambungan termasuk efek prategang
(kN) Bcap adalah lebar balok kepala (m) Ds adalah tinggi bangunan atas pada balok kepala untuk sambungan integral
atau tinggi balok kepala untuk balok kepala non integral (m) Tegangan vertikal rata-rata, fv diambil sebesar:
( )=
+c
vc s cap
PfD D B
(156)
Keterangan : Pc adalah gaya aksial kolom termasuk efek overtuning (kip) Dc adalah diameter atau kedalaman beton dalam arah pembebanan (in)
RSNI2 2833:201X
110 dari 154
Tegangan sambungan rata-rata, vjv diambil sebesar : c
jvac eff
TvL B
= (157)
Keterangan : Tc adalah gaya tarik kolom bersama dengan momen overstrength sendi platis
kolom,Mpo (kN) Lac adalah panjang tulangan kolom yang tertanam pada balok kepala (m) Beff adalah lebar efektif join balok kepala (m) Resultan gaya tarik kolom, Tc diperoleh secara langsung dari analisis momen kurvatur penampang kolom yang terhubung ke sambungan. Sebagai alternatif analisis momen kurvatur, resultan gaya tarik kolom dapat dihitung dengan rumus berikut :
= 0,7c st yeT A f (158) Keterangan : Ast adalah luas total tulangan kolom yang diangkur ke sambungan (mm2) fye adalah tegangan leleh tulangan kolom yang diangkur ke sambungan (MPa) Lebar efektif sambungan balok kepala (Beff) harus memperhitungkan bentuk kolom yang terhubung ke sambungan seperti ditunjukkan dalam Gambar 42 dan ditentukan sebagai berikut : Untuk penampang kolom bulat
= 2eff cB D (159)
Untuk penampang kolom persegi
= +eff c cB B D (160)
Keterangan : Bc adalah diameter atau lebar kolom diukur normal terhadap arah pembebanan (m) Terhadap beban transversal, lebar efektif sambungan balok kepala, Beff tidak boleh diambil lebih besar dari lebar balok kepala, Bcap.
Gambar 42 Lebar efektif sambungan balok kepala
balok kepala
balok kepala
badan badan
RSNI2 2833:201X
111 dari 154
10.13.3 Tulangan geser sambungan minimum
Tulangan transversal dalam bentuk tulangan kolom yang diikat, spiral, sengkang melingkar harus diberikan. Tulangan geser sambungan juga dapat diberikan dalam bentuk baja transversal kolom atau tulangan transversal eksterior yang menerus ke dalam balok kepala.
Jika tegangan tarik utama seperti diatur dalam Pasal 10.13.2 kurang dari '0,29 cf , tulangan transversal dalam sambungan ρs harus memenuhi Persamaan 161.
ρ ≥'0,29 c
syh
ff
(161)
Keterangan : fyh adalah tegangan leleh nominal tulangan transversal (MPa) fc’ adalah kuat tekan beton (MPa) ρs adalah rasio volume tulangan transversal yang diberikan pada kepala/cap
seperti pada Persamaan 125. Bila tegangan tarik utama join, pt lebih besar dari '0,29 cf , maka tulangan transversal dalam join ρs harus memenuhi Persamaan 162 dan tulangan sambungan tambahan diperlukan seperti diatur dalam Pasal 10.13.4 untuk balok kepala integral atau Pasal 10.13.5 untuk balok kepala non integral :
ρ ≥ 20,4 sts
ac
AL
(162)
Keterangan : Ast adalah luas total tulangan kolom yang diangkur pada sambungan (mm2) Lac adalah panjang tulangan kolom yang ditanam ke dalam balok kepala (mm)
Untuk interlocking core, ρs harus memenuhi Persamaan 161 dan Persamaan 162 dan berdasarkan luas total tulangan pada setiap inti.
10.13.4 Perencanaan geser sambungan balok kepala integral 10.13.4.1 Sambungan T 10.13.4.1.1 Umum Tipe sambungan berikut harus dianggap sebagai sambungan T untuk analisis geser sambungan:
• sambungan interior integral pada portal kolom majemuk dalam arah transversal • semua sambungan kolom/bangunan atas dalam arah longitudinal • sambungan kolom eksterior untuk bangunan atas gelagar boks jika balok kepala
yang memanjang di luar sambungan cukup jauh untuk mengembangkan tulangan kepala/cap longitudinal.
Semua sambungan eksterior lain harus dianggap sambungan lutut dalam arah transversal. Lebar balok kepala harus lebih panjang 300 mm pada setiap sisi kolom seperti ditunjukkan dalam Gambar 44.
RSNI2 2833:201X
112 dari 154
10.13.4.1.2 Penulangan sambungan T 10.13.4.1.2a Sengkang vertikal Sengkang vertikal atau kait harus ditempatkan secara transversal dalam jarak yang sama dengan diameter kolom, Dc, memanjang dari satu sisi dari tengah kolom. Luas sengkang vertical, ( jv
sA ) harus diberikan pada masing-masing sisi kolom atau dinding pilar seperti digambarkan pada Gambar 43, Gambar 44, dan Gambar 45. Sengkang diberikan dalam area overlapping yang ditunjukkan dalam Gambar 43 memperhitungkan pertemuan tulangan dari luas yang membentuk overlap. Sengkang ini dapat digunakan untuk memenuhi persyaratan lainnya, termasuk geser dalam balok kepala:
≥ 0,2jvs stA A (163)
Keterangan : Ast adalah luas total tulangan kolom yang diangkur dalam sambungan (mm2)
Gambar 43 Lokasi penulangan geser sambungan vertikal
Portal kolom majemuk Portal kolom tunggal
di daerah di daerah
Sumbu portal
Sumbu portal
Sumbu portal
Sumbu portal
RSNI2 2833:201X
113 dari 154
Gambar 44 Detail penulangan geser sambungan
Gambar 45 Lokasi penulangan geser horizontal pada sambungan
10.13.4.1.2b Sengkang horizontal Sengkang horizontal atau kait harus ditempatkan secara transversal di sekitar sengkang vertikal atau kait dalam dua atau lebih lapisan tengah yang diberi jarak vertikal tidak lebih dari 450 mm. Tulangan horizontal fh
sA harus ditempatkan dalam
Diluar area kolom
sambungan konstruksi
sengkang
300 mm di area kolom
Kait horizontal atau
lebar balok kepala
Sengkang pada joint
300 mm
min 75 mm
sengkang
Batas batang-J
Batas kait horizontal
Sumbu kolom
batang-J, panjang alternatif 600 mm dan 750 mm
Kait horizontal
atau
L=0,75 (lebar miring cap) untuk sudut < 20° L=0,75 (lebar cap) untuk sudut > 20°
RSNI2 2833:201X
114 dari 154
jarak Dc dari masing-masing sisi tengah kolom seperti ditunjukkan dalam Gambar 45.
≥ 0,1fhs stA A (164)
Keterangan : Ast adalah luas total tulangan kolom yang diangkur dalam join (mm2)
10.13.4.1.2c Tulangan samping horizontal Tulangan longitudinal total permukaan samping dalam balok kepala harus sedikitnya sama dengan yang lebih besar yang diatur dalam Persamaan 165 dan harus ditempatkan dekat permukaan samping balok kepala dengan spasi maksimum 300 mm seperti ditunjukkan dalam Gambar 44 dan Gambar 46. Tulangan samping lainnya yang ditempatkan untuk memenuhi persyaratan lain akan diperhitungkan dalam persyaratan dalam pasal ini.
⎧⎪≥ ⎨⎪⎩
0,1maks
0,1
topcapsf
s botcap
AA
A (165)
Keterangan : sfsA adalah luas tulangan samping longitudinal dalam balok kepala (mm2) topcapA adalah luas tulangan lentur balok kepala bagian atas (mm2) botcapA adalah luas tulangan lentur balok kepala bagian bawah (mm2)
10.13.4.1.2d Batang-J (J-Bar) Untuk balok kepala integral dengan kemiringan lebih dari 20o, batang-J vertikal dikaitkan disekitar baja longitudinal lantai bagian atas dengan panjang alternatif 600 mm atau 750 mm ke dalam balok kepala. Batang-J harus memenuhi:
− ≥ 0,08j bars stA A (166)
Batang-J harus ditempatkan dalam daerah persegi ditentukan oleh lebar balok kepala dan jarak Dc pada sisi lain tengah kolom. (Lihat Gambar 45 dan Gambar 46).
RSNI2 2833:201X
115 dari 154
Gambar 46 Penulangan geser tambahan pada sambungan untuk skewed
bridges 10.13.4.2 Sambungan lutut 10.13.4.2.1 Umum Tipe sambungan berikut harus dianggap sebagai sambungan untuk analisis geser sambungan:
• Sambungan eksterior integral multi-column bent dalam arah transversal, kecuali seperti yang tertulis di bawah untuk box girder, dan
• Sambungan kolom eksterior untuk bangunan atas gelagar boks jika balok kepala tidak memanjang di luar join cukup jauh untuk mengembangkan tulangan longitudinal.
Tulangan sambungan lutut ditentukan berdasarkan 2 kelas berikut yang bergantung pada geometri sambungan. • Jika S< Dc/2, gunakan detail sambungan lutut Kelas 1, atau • Jika S >Dc/2, gunakan detail sambungan lutut Kelas 2
Keterangan : S adalah jarak minimum dari ujung girder eksterior pada soffit ke perpotongan
garis tengah bent dan muka kolom (mm) Dc adalah diamater atau kedalaman kolom dalam arah pembebanan (mm)
sambungan konstruksi
sengkang
300 mm di area kolom
Kait horizontal atau
lebar balok kepala
Sengkang pada joint
Min 300 mm
min 75 mm
di luar area kolom
Alternatif panjang 600 mm dan 750 mm
RSNI2 2833:201X
116 dari 154
10.13.4.2.2 Tulangan sambungan lutut 10.13.4.2.2a Sengkang vertikal Untuk sambungan lutut kelas 1 dan 2, sengkang vertikal atau kait harus ditempatkan secara transversal dalam masing-masing daerah (1, 2, dan 3) seperti ditunjukkan dalam Gambar 47. Luas sengkang vertikal harus memenuhi persamaan berikut :
≥ 0,2jvs stA A (167)
Keterangan : Ast adalah luas total tulangan kolom yang diangkur dalam sambungan (mm2)
Sengkang diberikan pada daerah overlapping seperti ditunjukkan dalam Gambar 47 akan diperhitungkan pada persyaratan kedua daerah yang membentuk overlap. Sengkang ini dapat digunakan untuk persyaratan lain di tempat lainnya termasuk geser pada balok kepala.
Gambar 47 Lokasi penulangan geser vertikal sambungan lutut (denah)
10.13.4.2.2b Sengkang horizontal Untuk sambungan lutut kelas 1 dan 2, sengkang horizontal atau kait harus ditempatkan secara transversal di sekitar sengkang vertikal atau kait dalam dua atau lebih lapisan tengah yang diberi jarak vertikal tidak lebih dari 450 mm. Tulangan horizontal jh
sA harus ditempatkan seperti Gambar 48 untuk kemiringan kurang dari atau sama dengan 20° atau Gambar 49 untuk kemiringan lebih besar dari 20°.
≥ 0,1jhs stA A (168)
Keterangan : Ast = luas total tulangan kolom yang diangkur dalam join (in2)
Sengkang balok kepala
Sumbu portal
Di tiap daerah
Sumbu gelagar
RSNI2 2833:201X
117 dari 154
Gambar 48 Penulangan geser sambungan lutut (skew ≤ 20°)
Batas kait horizontal Asjh
Sambungan konstruksi
Sengkang balok kepala
Perkiraan lokasi lubang tendon (lihat
denah)
Sengkang kolom
Tipikal Potongan
Denah
Panjang pembesaran (4,8 m)
Pembesaran maks 50 mm
Sengkang kolom
Sumbu portal Lokasi tendon disesuaikan
Sumbu kolom
Tipikal lokasi tendon
RSNI2 2833:201X
118 dari 154
Gambar 49 Penulangan geser sambungan lutut (skew > 20°) . 10.13.4.2.2c Tulangan samping horizontal Untuk sambungan lutut kelas 1 dan 2, total tulangan samping longitudinal balok kepala harus sedikitnya sama dengan atau lebih besar dari luas yang diatur pada Persamaan 169 dan harus ditempatkan dekat muka samping balok kepala dengan spasi maksimum 300 mm seperti ditunjukkan dalam Gambar 48 atau Gambar 49.
⎧⎪≥ ⎨⎪⎩
0,1maks
0,1
topcapsf
s botcap
AA
A (169)
Keterangan :
adalah luas tulangan samping longitudinal dalam balok kepala (mm2) adalah luas tulangan lentur atas balok kepala (mm2) adalah luas tulangan lentur bawah balok kepala (mm2)
Batas kait horizontal Asjh
Sambungan konstruksi
Sengkang balok kepala
Perkiraan lokasi lubang tendon (lihat
denah)
Sengkang kolom
Tipikal Potongan
Denah
Panjang pembesaran (4,8 m)
Pembesaran maks 50 mm
Sengkang kolom
Sumbu portal
Lokasi tendon disesuaikan
Sumbu kolom
Tipikal lokasi tendon
Tulangan lantai longitudinal
Batas batang-J
(Tipikal)
(Tipikal)
(hanya untuk kasus 1)
RSNI2 2833:201X
119 dari 154
Tulangan samping horizontal harus dalam bentuk batang U dan harus menerus di atas muka eksterior sambungan lutut. Sambungan batang U harus ditempatkan pada jarak yang lebih besar dari panjang penyaluran tulangan dari muka interior kolom. 10.13.4.2.2d Tulangan longitudinal tambahan pada balok kepala Untuk sambungan lutut kelas 1 dan 2, tulangan longitudinal bagian atas dan bawah ( −U bar
sA ) dalam bentuk batang U menerus harus ditempatkan seperti Gambar 48 atau Gambar 49. Luas tulangan tambahan harus memenuhi Persamaan 170.
− ≥ 0,33U bars stA A (170)
Keterangan : Ast adalah luas total tulangan kolom yang diangkur dalam sambungan (mm2)
Batang U dapat dikombinasikan dengan tulangan bagian atas dan bawah utama balok kepala menggunakan mechanical coupler. Sambungan pada batang U ditempatkan tidak lebih dekat dari panjang pengembangan tulangan ( ld ) dari muka interior kolom. 10.13.4.2.2e kait ujung horizontal Untuk sambungan lutut kelas 1 dan 2, kait horizontal pada ujung balok kepala integral harus ditempatkan seperti ditunjukkan dalam Gambar 48 atau Gambar 49. Luas total horizontal cap end tie, memenuhi:
−≥ 0,33jhc U bars sA A (171)
Tulangan ini harus ditempatkan sekitar perpotongan tulangan samping horizontal balok kepala dan tulangan U menerus, dan diberi jarak tidak lebih dari 300 mm vertikal maupun horizontal. Tulangan horizontal memanjang sepanjang pengantung kolom ke muka interior kolom
10.13.4.2.2f Batang-J Untuk sambungan lutut kelas 1 dan 2 dengan kepala bent integral miring lebih besar dari 20°, batang-J vertikal dikaitkan sekitar baja longitudinal bagian atas dek memanjang alternatif 600 mm dan 750 mm ke dalam balok kepala seperti ditunjukkan dalam Gambar 50 dan Gambar 51. Tulangan J-dowel harus memenuhi persamaan berikut :
− ≥ 0,08j bars stA A (172)
Batang-J harus ditempatkan dalam daerah persegi didefinisikan dengan lebar balok kepala dan batasannya ditunjukkan dalam Gambar 49.
RSNI2 2833:201X
120 dari 154
Gambar 50 Tampak 3 dimensi penulangan sambungan lutut-tulangan horizontal
Catatan : 1. Tidak semua tulangan ditunjukkan untuk tiap
tipe tulangan. 2. Tulangan transversal dan longitudinal kolom
diperpanjang ke balok kepala tidak ditampilkan agar gambar lebih jelas.
Tulangan longitudinal lantai
Alternative panjang vertikal 600 mm dan 750 mm
RSNI2 2833:201X
121 dari 154
Gambar 51 Tampak 3 dimensi penulangan sambungan lutut-tulangan
horizontal dan vertikal 10.13.4.2.2e Tulangan transversal tambahan
Untuk sambungan lutut kelas 1, tulangan transversal dalam area join, ρs memenuhi Persamaan 161, Persamaan 162 dan Persamaan 172.
ρ ≥0,76 st
sc ac
AD L
(173)
Keterangan : Ast adalah luas total tulangan kolom yang diangkur dalam join (mm2) Dc adalah diamaeter atau kedalaman kolom dalam arah pembebanan (mm) Lac adalah panjang tulangan kolom yang ditanam dalam balok kepala (mm) Tulangan transversal kolom yang diperpanjang ke dalam balok kepala dapat digunakan untuk memenuhi persyaratan ini.
Untuk inti kolom interlocking, ρs harus diperhitungkan atas dasar Ast dan Dc pada setiap intinya.
Catatan : 1. Tidak semua tulangan ditunjukkan untuk tiap
tipe tulangan. 2. Tulangan transversal dan longitudinal kolom
diperpanjang ke balok kepala tidak ditampilkan agar gambar lebih jelas.
Sengkang geser sambungan di dalam area kolom
di luar area kolom
(Hanya untuk sambungan lutut kondisi 1)
RSNI2 2833:201X
122 dari 154
10.13.5 Perencanaan geser sambungan balok kepala nonintegral Balok balok kepala memenuhi Persamaan 173 harus ditulangi menurut dengan persyaratan Pasal 10.13.5.1. Balok balok kepala yang tidak memenuhi Persamaan 173 harus didesain dengan dasar ketentuan strut dan tie dan disetujui oleh pemilik pekerjaan :
≤ ≤ 1,25c cD d D (174) Keterangan : Dc adalah diameter kolom (m) D adalah kedalaman total balok kepala (m) 10.13.5.1 Tulangan geser sambungan 10.13.5.1.1 Sengkang vertikal di luar daerah sambungan
Sengkang vertikal dengan luas total, yang diberikan pada masing-masing sisi kolom harus memenuhi:
≥ 0,175jvos stA A (175)
Keterangan : Ast adalah luas total tulangan kolom yang diangkur pada join (mm2)
Sengkang vertikal atau kait harus ditempatkan transversal dalam jarak yang sama dengan diameter kolom, Dc, memanjang dari setiap muka kolom seperti ditunjukkan dalam Gambar 52 dan Gambar 53. Luas sengkang ini tidak digunakan untuk memenuhi persyaratan lain seperti geser pada balok kepala.
Gambar 52 Detail penulangan geser sambungan
batang-J horizontal
Penulangan sambungan transversal
Sengkang vertikal dalam sambungan
Tulangan tambahan tulangan longitudinal balok kepala
Penulangan kolom transversal
RSNI2 2833:201X
123 dari 154
Gambar 53 Lokasi penulangan geser vertikal pada sambungan
10.13.5.1.2 Sengkang vertikal di dalam daerah sambungan
Sengkang vertikal dengan luas total jvisA diberi spasi secara merata atas kolom akan
memenuhi:
≥ 0,135jvis stA A (176)
Keterangan : Ast = luas total tulangan kolom yang diangkur pada join (mm2) 10.13.5.1.3 Tulangan longitudinal tambahan pada balok kepala
Tulangan longitudinal jlsA dalam kedua muka bagian atas dan bawah balok kepala
harus diberikan selain yang diharuskan untuk menahan beban lain. Luas tambahan baja longitudinal memenuhi:
≥ 0,245jls stA A (177)
Keterangan : Ast = luas total tulangan kolom diangkur pada join (mm2)
Tulangan longitudinal tambahan akan memperpanjang jarak yang cukup untuk mengembangkan tegangan lelehnya pada jarak Dc dari muka kolom seperti ditunjukkan dalam Gambar 54.
Batang J-horizontal
Sengkang vertikal Diluar sambungan
Sengkang vertikal
Di dalamsambungan
RSNI2 2833:201X
124 dari 154
Gambar 54 Penulangan tambahan pada balok kepala untuk transfer gaya di sambungan
10.13.5.1.4 Batang-J horizontal Batang J horizontal dikaitkan di sekitar tulangan longitudinal pada setiap muka balok kepala seperti pada Gambar 52.
Minimum, batang J horizontal harus ditempatkan pada setiap perpotongan tulangan vertikal-longitudinal lainnya dalam sambungan. Tulangan J-dowel sedikitnya harus berupa tulangan dengan diameter 13 mm.
10.14 Kolom dengan pembesaran pada KDS C dan D
10.14.1 Pembesaran yang diisolasi horizontal Metode yang dipilih untuk detailing kolom dengan pembesaran adalah dengan mengisolasi penampang atas kolom pembesaran dari balok kepala, yang mengijinkan sendi plastis terbentuk pada bagian atas kolom, dengan demikian meminimalkan gaya geser akibat gempa pada kolom.
Ketika digunakan celah isolasi, celah horizontal yang mengisolasi kolom pembesaran dari balok kepala harus memanjang sepanjang penampang kolom, tidak termasuk daerah inti yang ekivalen terhadap penampang melintang kolom prismatis.
Untuk KDS C atau D, celah harus cukup lebar sehingga tidak akan tertutup selama gempa terjadi. Lebar celah harus didasarkan pada kebutuhan daktilitas yang diperkirakan dan sesuai dengan rotasi sendi plastis. Deformasi total ujung kolom pembesaran dapat dihitung dengan mengalikan rotasi total yang merupakan penjumlahan θp dan θy dengan jarak dari sumbu netral penampang pada kurvatur ultimit ke tepi kolom pembesaran. Rotasi leleh θy dapat dihitung menggunakan metode luasan momen dengan mengintegrasikan M/EI sepanjang tinggi kolom. Rotasi plastis θp diambil dengan rumus berikut.
Catatan : Ld : panjang penyaluran
Tulangan longitudinal tambahan balok kepala
Sepanjang Dc
RSNI2 2833:201X
125 dari 154
( )p p col yLθ φ φ= − (178)
Keterangan : Lp adalah panjang sendi plastis ditentukan menurut Persamaan 49 (m) φcol adalah kurvatur kolom (1/m) φy adalah kurvatur penampang pada leleh pertama dari baja tulangan termasuk
efek beban mati aksial tak terfaktor (1/m) Untuk mencegah tertutupnya celah, maka lebar celah yang dihitung harus dikalikan faktor 3. Massa dan kekakuan tambahan pada kolom pembesaran yang diisolasi dapat diabaikan dalam analisis dinamik.
10.14.2 Pembesaran kolom integral Kolom pembesaran yang disambung secara integral dengan balok kepala sedapat mungkin dihindari. Kolom pembesaran integral digunakan digunakan jika diperlukan untuk perencanaan beban layan atau pertimbangan estetika dan diijinkan untuk KDS A dan B. Geometri kolom pembesaran dapat dibuat selangsing mungkin. Gaya sendi plastis yang lebih tinggi diperhitungkan dalam desain kolom, bangunan atas dan telapak
10.14.3 Tulangan bagian pembesaran kolom
Kolom pembesaran harus ditulangi di luar inti kolom yang terkekang untuk mencegah beton kolom mengalami kerusakan pada level daktilitas yang tinggi.
Rasio tulangan untuk tulangan transversal di luar inti kolom yang mengekang daerah kolom pembesaran sebesar 0,0045 untuk 1/3 panjang ke atas kolom dan 0,00075 untuk 2/3 panjang ke bawah kolom pembesaran
Tulangan longitudinal minimum kolom pembesaran harus ekivalen dengan tulangan 16 mm dengan jarak 300 mm.
10.15 Perencanaan shear key kolom untuk KDS C dan D
Shear key kolom harus didesain untuk gaya aksial dan geser berkaitan dengan kapasitas momen overstrength kolom, Mpo termasuk efek overtuning. Tulangan key harus ditempatkan sedekat mungkin dengan pusat kolom sebisa mungkin untuk meminimalkan pasangan gaya dalam tulangan key.
Shear key kolom dalam detail sendi yang dapat menurunkan momen harus direncanakan sesuai dengan ketentuan untuk mekanisme transfer geser dengan menggunakan property kekuatan material nominal. Luasan tulangan longitudinal pada shear key dalam kelebihan yang dibutuhkan pada daerah tarik untuk tahanan lentur dapat digunakan untuk tulangan geser Avf. Ketebalan yang cukup pada pengisi siar muai harus diberikan sekitar shear key kolom untuk mengakomodasi rotasi kolom maksimum selama kejadian gempa tanpa menghancurkan tepi kolom terhadap telapak. Shear key kolom juga harus didesain untuk menahan kebutuhan beban lentur, geser dan aksial dalam kondisi ultimit dan layan.
Penampang pipa baja dapat digunakan sebagai pengganti baja tulangan untuk mengurangi banyaknya tulangan dan mengurangi momen yang dihasilkan dalam key. Momen yang dihasilkan baja tulangan key diperhitungkan dalam mengaplikasikan prinsip desain kapasitas.
RSNI2 2833:201X
126 dari 154
10.16 Tiang pancang beton
10.16.1 Persyaratan tulangan transversal Untuk KDS C dan D dimana tiang pancang tidak didesain sebagai elemen dengan kapasitas terproteksi (seperti tiang pancang, pipa baja, perpanjangan tiang dimana sendi plastis diijinkan dalam tanah lunak kategori situs E atau F, kasus likuifaksi), bagian atas setiap tiang harus ditulangi dan dikekang sebagai area sendi plastis potensial seperti diatur dalam Pasal 6.11. Tulangan spiral atau kait ekivalen tidak kurang dari tulangan No.3 harus diberikan pada pitch tidak melebihi 225 mm, kecuali pitch 75 mm harus digunakan sepanjang kekangan tidak kurang dari 1,3 m di bawah tulangan kepala tiang. Untuk tiang pancang dicor ditempat, batasan pitch 75 mm dapat diperbesar menjadi 100 mm.
Persyaratan tulangan geser yang diatur dalam Pasal 10.6 dapat digunakan. Jika analisis jembatan dan sistem tiang pancang mengindikasikan bahwa sendi plastis dapat terbentuk pada level yang lebih rendah, area sendi plastis akan memanjang 3D di atas dan di bawah titik maksimum momen.
Bila tiang pancang adalah bagian disipasi energi utama, seperti dalam portal tiang, zona sendi plastis yang diperkirakan harus diidentifikasikan dan baja transversal untuk geser dan kekangan harus disediakan.
10.16.2 Tiang pancang cor di tempat dan pracetak
Untuk tiang pancang cor di tempat dan pile beton pracetak, baja longitudinal harus diberikan sepanjang tiang. Pada 2/3 bagian atas tiang, rasio baja longitudinal tidak kurang dari 0,007. Tulangan longitudinal harus diberikan dengan tidak kurang dari 4 tulangan.
Untuk tiang pancang dimana digunakan casing baja permanen, perpanjangan tulangan longitudinal dapat dikurangi hanya pada bagian atas tiang yang diharuskan untuk memberikan kapasitas tekan dan tarik ultimit tiang.
Hubungan tiang dengan menggunakan penanaman strand prategang ke dalam balok kepala tidak diijinkan dalam KDS C dan D.
Penggunaan tiang pipa beton prategang dalam zona sendi plastis tidak diijinkan dalam KDS C dan D kecuali rongga interior diisi dengan beton.
11 Perlengkapan penahan perletakan 11.1 Perlengkapan penahan bangunan atas Perlengkapan penahan bangunan atas mempunyai struktur berikut: • Struktur yang menghubungkan bangunan atas dan bawah (Gambar 55). • Struktur tambahan/stopper sebagai penahan bangunan atas dan bawah
(Gambar 55). • Struktur yang menghubungkan dua rangkaian gelagar bangunan atas (Gambar
56) • Struktur penahan tidak boleh mengganggu fungsi pergerakan dan perputaran
perletakan. • Struktur penahan mampu bergerak dalam arah melintang sumbu jembatan dalam
menahan gaya gempa. • Struktur penahan mudah diperiksa dan dipelihara. Kekuatan leleh perlengkapan penahan diperhitungkan lebih besar dari gaya gempa rencana dengan perumusan berikut. Kekuatan leleh dalam hal ini dihitung berdasarkan tegangan ijin yang dikali dengan faktor 1,5.
RSNI2 2833:201X
127 dari 154
1,5F d
F F E
H RS c S
=
= (179)
Keterangan : HF adalah gaya gempa rencana dari struktur penahan (tf, kN) Rd adalah reaksi beban mati (tf, kN), bila dihubungkan dua rangkaian gelagar
maka diambil nilai terbesar dari dua reaksi vertikal SF adalah gerakan maksimum rencana dari perlengkapan penahan SE adalah panjang dudukan gelagar pada tumpuan cF adalah koefisien perpindahan rencana dari struktur penahan, yang sebesar
0,75
Gambar 55 Perlengkapan penghubung bangunan atas dan bawah, perlengkapan penahan bangunan atas dan bawah (stopper)
Gambar 56 Perlengkapan penghubung dua gelagar bangunan atas
11.2 Perlengkapan penahan gerakan berlebih Perlengkapan penahan gerakan berlebih (Gambar 57) mempunyai struktur berikut:
• Struktur penghubung bangunan atas dan bawah • Struktur yang mencakup penahan/stopper pada bangunan atas dan bawah • Struktur penahan tidak boleh mengganggu fungsi pergerakan dan perputaran
perletakan
RSNI2 2833:201X
128 dari 154
• Struktur penahan mudah diperiksa dan dipelihara • Struktur penahan tidak boleh mengganggu fungsi perlengkapan bangunan atas Kekuatan leleh perlengkapan penahan gerakan berlebih diperhitungkan berdasarkan tegangan ijin dengan perkalian koefisien 3 dalam perumusan berikut. 3S h dH k R= (180) Keterangan: HS gaya gempa rencana (kN) kh koefisien gempa horisontal (nilai plastis) Rd reaksi beban mati (kN)
Gambar 57 Perlengkapan penahan gerakan berlebih (jangkar) Perlengkapan penahan gerakan berlebih harus dipasang dalam arah melintang jembatan pada perletakan tipe A. Perletakan tipe B memerlukan perlengkapan penahan gerakan berlebih dalam arah melintang jembatan untuk tipe jembatan miring (skew) dan melengkung (kurva) yang dipasang pada kepala jembatan, serta untuk tipe gelagar menerus dipasang pada pilar tengah. 12 Peredam Gempa (STU/LUD) Peredam gempa yang disebut shock transmission unit (STU) atau locking unit device (LUD) menghubungkan elemen struktur yang terpisah agar beban gempa diredam dan disalurkan pada semua pilar jembatan. Umumnya STU/LUD ditempatkan disamping perletakan bergerak pada puncak pilar (Gambar 58). Pada sistem STU/LUD diijinkan adanya gerakan jangka panjang yang lambat antara elemen struktur tanpa terjadi tahanan, sehingga pada saat gempa, STU/LUD berfungsi sebagai hubungan tarik-tekan yang menyalurkan gempa jangka pendek antara elemen struktur. Hal ini dimanfaatkan dalam perencanaan tahan gempa untuk membagi beban gempa pada semua pilar. Dalam keadaan biasa yaitu tanpa STU/LUD, pilar-pilar bekerja secara individual dan tidak dapat bekerja sama. Perencanaan STU/LUD dilakukan berdasarkan data masukan sebagai berikut :
• Gerakan termal yang diharapkan menentukan perhitungan pergerakan piston • Toleransi untuk instalasi bracket yang menghubungkan puncak pilar dengan
tepi bawah gelagar bangunan atas
RSNI2 2833:201X
129 dari 154
• Beban gempa yang harus disalurkan menentukan kapasitas tiap unit STU/LUD
• Tersedianya tempat untuk pemasangan STU/LUD dan bracket yang bersangkutan
• Keperluan proteksi terhadap korosi • Gerakan di luar bidang linier, mengingat STU/LUD terutama bekerja dalam
sumbu memanjang jembatan. Gerakan arah melintang direncanakan secara khusus dengan perletakan pen tambahan
• Arah gerakan, mengingat STU/LUD umumnya bekerja dalam arah horisontal. Gerakan vertikal direncanakan secara khusus dengan pegas tambahan
• Rencana penempatan STU/LUD, di tiap pilar ‘bebas’ atau di beberapa pilar
Penerapan STU/LUD bermanfaat untuk meredam gempa pada struktur gelagar menerus. Gaya gempa yang bekerja dalam arah memanjang jembatan merupakan fungsi dari masa gelagar/lantai jembatan, dan ditahan oleh perletakan tetap. Akumulasi gaya gempa pada perletakan tetap akan menyebabkan beban berlebih pada pilar tersebut. Pilar dengan perletakan tetap akan menahan gaya horisontal jangka panjang. Perletakan bebas bergerak/bergeser pada pilar lain dengan STU/LUD akan mengijinkan pergerakan lambat, sehingga semua pilar ikut menahan dan membagi gaya transien dari gempa). Pembagian gaya gempa dapat diperluas dengan menempatkan STU/LUD di salah satu atau kedua kepala jembatan.
Gambar 58 Penempatan STU/LUD pada perletakan bebas di puncak pilar
RSNI2 2833:201X
130 dari 154
LAMPIRAN 1 (Normatif)
BAGAN ALIR PERENCANAAN GEMPA
Gambar 59 Bagan alir perencanaan gempa untuk jembatan
Perencanaan awal, pemilihan tipe, dan perencanaan beban
layan
Penggunaan standar
Kriteria kinerja (Pasal 4.1)
Jembatan sementara
Evaluasi likuifaksi (Pasal 8.8)
Penyelidikan fondasi (Pasal 8.2)
Persyaratan sistem pemikul gempa untuk KDS C dan D (Pasal 4.3)
Tentukan Kategori Desain Seismik (KDS) (Pasal 4.6)
Tentukan respon spektrum rencana (Pasal 4.4)
KDS A
Ya
Tdk
Ya
Tdk
Ya
Tdk
Jembatan bentang tunggal
Tentukan gaya rencana (Pasal 6.5)
Kategori Desain Seismik B,C,D (Gambar 60)
Tentukan gaya rencana (Pasal 6.6)
Tentukan panjang perletakan minimum
(Pasal 6.12)
Tentukan panjang perletakan minimum
(Pasal 6.12)
Desain selesai Desain fondasi (Gambar 66)
Desain selesai
Detailing kolom jika SD1>0,1 maka (Pasal 10.2)
Pasal 4.7
RSNI2 2833:201X
131 dari 154
Gambar 60 Bagan alir perencanaan gempa untuk jembatan (lanjutan)
KDS B KDS C KDS D
Analisis kebutuhan simpangan ∆D
Analisis kebutuhan simpangan ∆D
Analisis kebutuhan simpangan ∆D
Tdk Tdk
Ya Ya Ya
Analisis kapasitas simpangan ∆C
Analisis kapasitas simpangan ∆C
Analisis kapasitas simpangan ∆C
Analisis kapasitas simpangan ∆C
Sesuaikan karakteristik jembatan
Tergantung penyesuaian
∆C ≥ ∆D ∆C ≥ ∆D ∆C ≥ ∆D
Tdk Tdk Tdk
Memenuhi persyaratan panjang perletakan minimum
(Pasal 6.12) Kait geser
(Pasal 6.14)
Detailing KDS B
Detailing KDS C Detailing KDS D
Desain kapasitas Desain kapasitas
Desain fondasi Desain fondasi Desain fondasi
Selesai
Selesai Selesai
Lanjutan Gambar 59
Gambar 61 Gambar 61 Gambar 61
Gambar 62 Gambar 62 Gambar 62
Ya Ya Ya
Pasal 6.8.1 Pasal 6.8.1
Gambar 66 Gambar 66 Gambar 66
Gambar 65 Gambar 65
Gambar 65
Memenuhi persyaratan panjang perletakan minimum
(Pasal 6.12) Kait geser
(Pasal 6.14)
Memenuhi persyaratan panjang perletakan minimum
(Pasal 6.12) Kait geser
(Pasal 6.14)
RSNI2 2833:201X
132 dari 154
Gambar 61 Bagan alir analisis kebutuhan (demand analysis)
Analisis kebutuhan simpangan ∆D untuk KDS
B, C, D
Rekomendasi proporsi desain gempa (Pasal 6.1)
Penentuan prosedur analisis (Pasal 6.2)
KDS D Ya
Tdk
Perhitungkan pengaruh gempa vertikal (Pasal 6.7.2)
Pilih sumbu horizontal untuk gerak tanah
(Pasal 6.3.1)
Perhitungan redaman (Pasal 6.3.2)Perhitungan struktur
periode rendah (Pasal 6.3.3)
Model analitik dan prosedur
Kembali ke Gambar 60
(Gambar 62)
RSNI2 2833:201X
133 dari 154
Gambar 62 Bagan alir analisis kapasitas simpangan
Tentukan kapasitas simpangan ∆C untuk KDS
B,C, dan D
Hitung ∆C (Pasal 6.8)
KDS B dan C Hitung ∆C – implisit
(Pasal 6.8.1)
KDS D Hitung ∆C – pushover
(Pasal 6.8.2)
KDS D Ya Tdk
KDS B
Ya
Tdk
Ya
Tdk
KDS C dan D memenuhi
kriteria P-∆..?
Kembali ke Gambar 60
Sesuaikan karakteristik jembatan
(Pasal 6.11.5)
Kembali ke Gambar 60
RSNI2 2833:201X
134 dari 154
Gambar 63 Bagan alir prosedur pemodelan
Tentukan simpangan akibat gempa untuk KDS B,C dan D (Bab 5)
Definisikan sistem pemikul gempa (Pasal 7.1.1 dan Pasal 4.3)
KDS C atau D
Tdk
Ya
Pilih prosedur analitik (Pasal 7.4)
Prosedur 1:Statik ekivalen (Pasal 7.4.2)
Prosedur 2:Analisis dinamik
elastik (Pasal 7.4.3)
Prosedur 3:Analisis riwayat waktu nonlinier (Pasal 7.4.4)
Sesuai dengan persyaratan model matematis prosedur 2 (Pasal 7.5)
Properti penampang efektif (Pasal 7.6)
Pemodelan kepala jembatan (Pasal 7.2)
Pemodelan fondasi (Pasal 7.3) dan Pasal 8.8 jika ada
potensi likuifaksi
Hitung simpangan rencana (Pasal 7.1.2)
Kombinasikan simpangan arah ortogonal(Pasal 6.4)
Hitung simpangan rencana sepanjang sumbu lokal elemen
(Pasal 6.8)
Kembali ke Gambar 61
RSNI2 2833:201X
135 dari 154
Gambar 64 Bagan alir prosedur pendetailan
Tipe 1* Portal pemikul momen daktail
dan struktur kolom tunggal pada KDS C dan D (Pasal 9.5)
Tipe 1 • Bangunan bawah daktail • Bangunan atas elastik
Tipe 1** Pipa baja berisi beton padaKDS C dan D (Pasal 9.6)
Penuhi persyaratan daktilitas elemen (Pasal 6.9) Persyaratan kolom untuk KDS
C dan D (Pasal 9.5.1)
Hitung kuat lentur (Pasal 9.6.2)
Kombinasikan gaya aksial dan lentur
(Pasal 9.6.1)
Balok dan sambungan (Pasal 9.6.3)
Penuhi persyaratan untuk elemen dengan kapasitas terproteksi pada KDS
C dan D (Pasal 10.9)
Persyaratan balok untuk KDS C dan D
(Pasal 9.5.2)
Zona panel dan sambungan pada KDS C dan D
(Pasal 9.5.3)
Hitung momen lentur dan gaya geser (Pasal 10.3)
Penuhi persyaratan elemen daktail untuk KDS C dan D
(Pasal 10.7)
Penuhi persyaratan penulangan lateral dan longitudinal (Pasal 10.6 dan 10.8)
Perencanaan bangunan bawah untuk arah longitudinal pada KDS C dan D (Pasal 10.10)
Perencanaan bangunan atas balok kepala integral untuk arah transversal
pada KDS C dan D (Pasal 10.11) Perencanaan bangunan atas balok kepala nonintegral pada KDS C dan
D (Pasal 10.12)
Perencanaan sambungan bangunan atas untuk KDS C
dan D (Pasal 10.13)
Kolom dengan pembesaran untuk KDS C dan D (Pasal 10.14)
Perencanaan kait geser kolom untuk KDS C dan D (Pasal 10.15)
Kembali ke Gambar 60
Catatan : 1. Tipe 1 untuk bangunan bawah 2. Tipe 1* untuk bangunan bawah berupa
baja 3. Tipe 1** untuk bangunan bawah berupa
pipa baja berisi beton
RSNI2 2833:201X
136 dari 154
Gambar 65 Bagan alir prosedur pendetailan (lanjutan)
Bangunan bawah elastik dengan bangunan atas
daktail (baja)
Gunakan faktor reduksi (Pasal 9.2)
Penuhi persyaratan elemen untuk KDS C dan D
(Pasal 7.4)
Perangkat isolasi (Pasal 9.8) Perletakan tetap dan ekspansi
(Pasal 9.9)
Penuhi persyaratan sambungan untuk KDS C dan D (Pasal 9.7)
Bangunan atas elastik dengan bangunan bawah elastik dengan mekanisme fusi pada interface
bangunan atas dan bawah (Pasal 9.2)
Penuhi persyaratan perletakan (Pasal 9.9)
Kembali ke Gambar 60
Tipe 2 Tipe 3
Tipe 2 dan 3 termasuk bangunan bawah beton atau baja
Tipe 2 & 3
RSNI2 2833:201X
137 dari 154
Gambar 66 Bagan alir perencanaan fondasi
Perencanaan Fondasi
Analisis likuifaksi (Pasal 8.8)
Perencanaan fondasi telapak (Pasal 8.3)
Tiang pancang beton untuk KDS C dan D(Pasal 10.16)
Perencanaan fondasi kepala tiang (Pasal 8.4)
Tiang Bor (Pasal 8.5)
Perencanaan kepala jembatan (Pasal 8.7)
Kembali ke Gambar 60
RSNI2 2833:201X
138 dari 154
LAMPIRAN 2 (Normatif)
PENGGUNAAN METODE SPEKTRA MODA TUNGGAL DAN
METODE BEBAN MERATA
a. Metode spektra moda tunggal (Single Mode Spectral Method)
1. Hitung perpindahan statik Vs(x) akibat beban merata po seperti pada Gambar 67 dan Gambar 68.
Gambar 67 Tampak atas, pembebanan melintang
Gambar 68 Tampak memanjang, pembebanan longitudinal
2. Hitung faktor α, β, dan γ dengan menggunakan formula
( )sv x dxα = ∫ (181)
( ) ( )sw x v x dxβ = ∫ (182)
2( ) ( )sw x v x dxγ = ∫ (183)
Keterangan : p0 adalah beban merata sama dengan 1 (kN/mm) vs(x) adalah deformasi akibat p0 (mm)
w(x) adalah beban mati tidak terfaktor pada bangunan atas dan bangunan bawah (kN/mm)
α, β, dan γ hasil perhitungan memiliki unit (m2), (kN.mm), dan (kN.mm2).
3. Hitung periode alami jembatan sebagai
γπα
= 2mo
Tp g
(184)
Keterangan : g adalah gravitasi (m/dtk2)
RSNI2 2833:201X
139 dari 154
4. Dengan menggunakan periode alami jembatan (Tm) dan spectrum yang sesuai tentukan koefisien respon gempa elastis.
5. Hitung gaya gempa statik ekivalen pe(x) sebagai :
( ) ( ) ( )e s
Cp x w x v xβγ
=
(185)
Keterangan : pe(x) adalah gaya gempa statik ekivalen yang mewakili ragam getar C adalah koefisien respon gempa elastis
6. Masukkan beban gempa statik ekivalen pe(x) dan hitung gaya-gaya yang terjadi. b. Metode beban merata (Uniform Load Method) 1. Hitung perpindahan statik Vs(x) akibat beban merata po seperti pada Gambar 67
dan Gambar 68.
2. Hitung kekakuan lateral jembatan (K) dan total berat (W) dengan menggunakan formula sebagai berikut.
, maxo
s
p LK
v=
(186)
( )W w x dx= ∫
(187)
Keterangan : L adalah panjang total jembatan (m) Vs,max adalah nilai maksimum Vs (m) w(x) adalah beban mati tidak terfaktor pada bangunan atas dan bangunan
bawah (N/mm) 3. Hitung periode alami dengan menggunakan ekspresi :
π= 2m
WTgK
(188)
Keterangan : g : gravitasi (m/dtk2)
4. Hitung gaya gempa statik ekivalen pe sebagai :
e
CWPL
=
(189)
Keterangan : pe adalah gaya gempa statik ekivalen yang mewakili ragam getar (N/mm) C adalah koefisien respon gempa elastis
RSNI2 2833:20XX
140 dari 154
LAMPIRAN 3
(Informatif) Contoh perhitungan gaya gempa pilar jembatan dan perencanaan sendi plastis
Suatu jembatan beton bertulang terletak di wilayah Jakarta. Jembatan tersebut berdiri di atas tanah dengan nilai SPT berbobot pada kedalaman 30 m sebesar 10 dan cepat rambat gelombang 150 m/s. Jembatan direncanakan dengan gempa 500 tahun. Konfigurasi struktur jembatan dapat dilihat pada Gambar 69.
Gambar 69 Potongan memanjang dan melintang jembatan
Hitung : 1. gaya gempa rencana baik dalam arah memanjang dan melintang jembatan ? 2. perencanaan sendi plastis kolom ?
Gambar 70 Peta percepatan puncak di batuan dasar (SB) untuk T = 0 detik, probabilitas terlampaui 10% dalam 50 tahun ekuivalen dengan perioda ulang
475 tahun
4,2m
1,6m
20,8m 20,8m0,2m
1,5m
1,0m
5,0m
1,0m
ø =D = 1m
7m
9m
POTONGAN MEMANJANG (2 sendi plastis) POTONGAN MELINTANG (4 sendi plastis)
10m
6m
PGA≈0,18 g
RSNI2 2833:20XX
141 dari 154
1. Perhitungan gaya gempa rencana
Langkah 1 :
Penentuan Percepatan Puncak di Permukaan Tanah (PGAm)
Besarnya percepatan puncak di permukaan tanah ditentukan dengan mengalikan faktor amplifikasi percepatan (FPGA) dengan besar percepatan puncak di batuan dasar yang diperoleh dari Gambar 70. Besarnya FPGA tergantung dari klasifikasi jenis tanah yang didasarkan pada Tabel 19. Nilai FPGA ditentukan dari Tabel 20. Dari peta percepatan puncak di batuan dasar (PGA) untuk T = 0 detik, probabilitas terlampaui 10% dalam 50 tahun ekuivalen dengan perioda ulang 475 tahun diperoleh nilai PGA wilayah Jakarta diantara 0,15 g – 0,2 g sehingga diambil PGA = 0,18 g. Berdasarkan Tabel 20 pada ; PGA 0,15 g : FPGA = (2,5+1,7)/2= 2,1 PGA 0,20 g : FPGA = 1,7
Sehingga dengan cara interpolasi diperoleh PGA 0,18 g : FPGA = 1,7 + (2/5)x0,4 = 1,86
Percepatan puncak di permukaan tanah didapatkan menggunakan persamaan sebagai berikut:
PGAM = FPGA. x PGA = 1.86 x 0.18 g
PGAM = 0.33 g
Tabel 19 Kelas situs
RSNI2 2833:20XX
142 dari 154
Tabel 20 FPGA untuk nilai percepatan puncak di permukaan tanah
Langkah 2 :
Penentuan Respons Spektra di Permukaan Tanah
Respon spektra di permukaan tanah ditentukan dari 2 (dua) nilai percepatan puncak yang mengacu pada peta gempa Indonesia 2010 (SS dan S1), serta nilai faktor amplifikasi Fa dan Fv. Perumusan respon spektra adalah sebagai berikut :
a. Respons spektra periode 0,2 detik
Berdasarkan peta respon spektra untuk T = 0,2 detik, probabilitas terlampaui 10% dalam 50 tahun ekuivalen dengan perioda ulang 475 tahun (Gambar 71) diperoleh nilai Ss wilayah Jakarta diantara 0,3 g - 0,4 g sehingga diambil Ss = 0,35 g.
Gambar 71 Peta hazard gempa Indonesia di batuan dasar spectra T=0.2 detik untuk 10% PE 50 tahun (perioda ulang 475 tahun)
Berdasarkan Tabel 21 pada ; Ss 0,25 g : Fa = 2,5 Ss 0,5 g : Fa = 1,7
Sehingga dengan cara interpolasi diperoleh Ss 0,35 g : Fa = 1,7 + (0,15/0,25) x 0,8 = 2,18
Nilai spektra permukaan tanah periode 0,2 detik didapatkan menggunakan persamaan berikut:
Ss≈0,35 g
RSNI2 2833:20XX
143 dari 154
SDS = Fa x Ss = 2,18 x 0,35 g = 0,763 g
Tabel 21 Faktor amplifikasi untuk periode pendek (Fa)
b. Respons spektra periode 1 detik
Berdasarkan peta respon spektra untuk T = 1 detik, probabilitas terlampaui 10% dalam 50 tahun ekuivalen dengan perioda ulang 475 tahun (Gambar 72) diperoleh nilai S1 wilayah Jakarta diantara 0,05 g - 0,1 g sehingga diambil S1 = 0,08 g. Berdasarkan Tabel 22 pada ; Ss 0,08 g : Fv = 3,5
Nilai spektra permukaan tanah periode 2 detik didapatkan menggunakan persamaan berikut: SD1 = Fv x S1 = 3,5 x 0,08 g = 0,28 g
Gambar 72 Peta hazard gempa Indonesia di batuan dasar spectra T=1 detik untuk 10% PE 50 tahun (perioda ulang 475 tahun)
SD1≈0,08 g
RSNI2 2833:20XX
144 dari 154
Tabel 22 Faktor amplifikasi untuk periode 1 detik (Fv)
Dimana untuk periode lebih kecil dari T0, respon spektra percepatan, Sa didapatkan dari persamaan berikut :
( )
00
0
0
0.4 0.6
0,763 0.40,305 g
a DS
a
a
TS ST
SS
⎛ ⎞= +⎜ ⎟
⎝ ⎠=
=
Untuk periode lebih besar atau sama dengan T0 dan lebih kecil atau sama dengan TS, respon spektra percepatan (Sa) adalah sama dengan SDS. Untuk periode lebih besar dari TS maka nilai respon spektra percepatan (Sa) diperoleh dari persamaan berikut :
( )1 0,28 gD
a T TsSST T> = =
Keterangan : Sa0 adalah nilai spektra permukaan tanah pada periode 0 detik SDS adalah nilai spektra permukaan tanah pada periode pendek (T=0.2 detik). SD1 adalah nilai spektra permukaan tanah pada periode 1.0 detik T0 = 0.2 Ts = 0,2 x 0,366 = 0,073 detik Ts = 0,28 g / 0,763 g = 0,366 detik berdasarkan rumus : 1D
DS
SS
Penggunaan masing-masing persamaan akan menghasilkan respons spektra seperti diperlihatkan pada Gambar 73.
Gambar 73 Respon spektra Wilayah Jakarta (Peta Gempa 2010)
Sa≈0,28g/T
SD1≈0,28g
SDS≈0,76g
Sa0≈0,31g
RSNI2 2833:20XX
145 dari 154
Langkah 3 :
Penentuan waktu getar pilar dan gaya gempa yang bekerja
Diasumsikan modulus elastisitas beton (Ebeton) sebesar 25000 MPa, berat isi beton bertulang 25 kN/m3 berat badan pilar : balok atas 0,2mx1,5mx 25 kN/m3 x10m = 75 kN 1,6mx1,0mx25 kN/m3x10m = 400 kN 2 kolom 2x¼ π(1m)2x5x25 kN/m3 = 196,25 kN 671,25 kN
Beban mati jembatan = 12 x reaksi gelagar T = 12x227,55kN/gelagar = 2730,6 kN
Sehingga berat yang diperhitungkan untuk beban gempa yaitu W = berat mati jembatan + ½ berat badan pilar = 2730,6 + 335,625 = 3066,225 kN a. Gaya gempa arah memanjang
Kekakuan pilar arah memanjang untuk 2 kolom yaitu :
( ) ( )46
3 3
13 25 10 13 642 2 34071 kN/m
6longEIKpL
π⎛ ⎞⎛ ⎞× ⎜ ⎟⎜ ⎟⎛ ⎞ ⎝ ⎠⎜ ⎟= = =⎜ ⎟ ⎜ ⎟⎝ ⎠⎜ ⎟⎝ ⎠
Periode getar arah memanjang (Tplong) menjadi sebagai berikut :
( ) ( )3066,2252 2 0,6 detik > 0,366 detik
9,8 34071long slong
WTp Tg Kp
π π= = = =
Maka koefisien respon gempa elastis (C) adalah ;
0,28 0,28 0,46 0,6
CT
= = =
Dalam arah memanjang maka pilar diasumsikan sebagai kolom tunggal, berdasarkan Tabel 8 maka digunakan faktor modifikasi respon sebesar 2. Sehingga berdasarkan Persamaan 12 diperoleh besarnya gaya gempa arah memanjang jembatan pada pilar yaitu :
0,46 3066,225 705,23 kN2long t
CEQ WR
= × = × =
b. Gaya gempa arah melintang
Kekakuan pilar arah melintang untuk 2 kolom yaitu :
( ) ( )46
3 3
112 25 10 112 642 2 68142,36 kN/m
6transEIKp
L
π⎛ ⎞⎛ ⎞× ⎜ ⎟⎜ ⎟⎛ ⎞ ⎝ ⎠⎜ ⎟= = =⎜ ⎟ ⎜ ⎟⎝ ⎠⎜ ⎟⎝ ⎠
RSNI2 2833:20XX
146 dari 154
Periode getar arah memanjang (Tptrans) menjadi sebagai berikut :
( ) ( )3066,2252 2 0,43 detik > 0,366 detik
9,8 68142,36trans strans
WTp Tg Kp
π π= = = =
Maka koefisien respon gempa elastis (C) adalah ;
0,28 0,28 0,65 0,43
CT
= = =
Untuk kolom majemuk pada jembatan penting, berdasarkan Tabel 8 maka digunakan faktor modifikasi respon sebesar 3,5. Sehingga berdasarkan Persamaan 12 diperoleh besarnya gaya gempa arah melintang jembatan pada pilar yaitu :
0,65 3066,225 569,44 kN3,5trans t
CEQ WR
= × = × =
Suaterdpilabert Hitu1.
2.
Lan
Mod Pilaataspempilatermmomuntu
Ke
Con
atu jembatadiri dari 5 br P1, P2, Ptulang dan b
ung : Tentukan r1992 ? Periksa kapantara resp
ngkah 1 :
delisasi stru
ar dimodelks bekerja p
modelan dapr (k) dan m
masuk modmen inersiauk berotasi
edalaman (m)
Tebal (m)
SPT
ntoh pemer
an gelagar entang den3, dan P4 sberdiri di at
respon spe
pasitas kolopon Peta Ge
Tabel
uktur
an dengan ada bagianpat dilihat p
massa terpudulus elastia penampaterhadap p
0 1.5 3.5
- 1.5 2
0 3 6
P
1
L
riksaan kap
beton prangan panjanseperti padaas tanah de
ektrum renc
om terhadaempa 2010
Gambar 7
23 Data S
sistem fren atas pilar pada Gambsat (m) meisitas (E) bng (I) yangorosnya.
5 5.5 7.5 9
2 2 1
8 60 6
P1
147 dari 154
LAMPIRAN
(Informatifpasitas pila
tegang terlng total ±17a Gambar 7engan data
cana berdas
p pembebadan BMS 1
74 Pilar P1
SPT tanah d
ee standing (Gambar 7
bar 75c dimewakili bebabahan sebag merupaka
9 11 12
.5 1.5 1 1
60 60 60 6
P2
4
4
f) ar terhadap
letak di wi70 m dan m74. Pilar beNSPT sepe
sarkan Peta
anan gempa1992 ?
jembatan
di sekitar p
cantilever75). Idealisa
mana garis van bangunaagai paraman ukuran k
13 15 17
1.5 2 2
60 60 60
P3
RS
p beban ge
layah Nagrmemiliki 4 berupa sistemerti pada Ta
a Gempa 2
a rencana d
pilar P1
dengan beasi sederhavertikal mewan atas. Kommeter elastikelembama
19 21 23
2 2 2
60 60 60
P4
NI2 2833:2
empa
rek-Jawa Bbuah pilar ym dinding babel 23.
2010 dan B
dan banding
eban banguana pilar dawakili kekakmponen k yis bahan s
an suatu be
25 27 29
2 2 2
60 60 60
20XX
Barat yaitu eton
BMS
gkan
unan alam kuan yaitu serta enda
30
1
60
Lan
Pen
PenVs, berdked
Gam
ngkah 2 :
nentuan kela
nentuan kelNSPT, ataudasarkan ralaman 30
H
(a) Tampak
mbar 75 Pem
as situs
Tabel 24
as situs dau kuat geserata-rata bm dengan f
Keda(
1357
111111222223
Bebabangunan
1
k depan
modelan p
4 SPT berb
apat ditentur Su. Penenerbobot niformulasi
alaman m)
Teb(m
0 -1.5 1.3.5 25.5 27.5 29 1.0.5 1.1.5 113 1.15 217 219 221 223 225 227 229 230 1∑ 30
SPT b
n n atas
148 dari 154
(b) Tam
ilar sebaga
bobot tana
kan berdasntuan klasifilai Standa
bal m) SPT
05 3
2 62 82 605 605 60
605 60
2 602 602 602 602 602 602 602 60
600 -erbobot
Agempa
Bebangu
4
mpak samping
ai free stan
h disekitar
sarkan dataikasi situs p
ard Penetra
SPTav t/S
-1.5 04.5 07 034 060 060 060 060 060 060 060 060 060 060 060 060 060 0- 1
2
eban unan atas
RS
g (c)
nding canti
r pilar P1
a cepat rampada analisiation Test
SPTav
-0.500.330.250.030.030.030.020.030.030.030.030.030.030.030.030.030.021.49
20.11
Mte
NI2 2833:2
Model
ilever
mbat gelombis ini ditentu
(SPT) hin
Massa rpusat
20XX
bang ukan ngga
RSNI2 2833:20XX
149 dari 154
=
=
=∑
∑1
1/
m
ii
m
ii
t
t N
N
(190) Keterangan : N adalah nilai NSPT berbobot N adalah nilai NSPT tanah pada kedalaman tertentu ti adalah ketebalan tanah ke i
Setelah ditentukan nilai rata-rata berbobot NSPT maka dapat ditentukan kriteria kelas situs dengan melihat klasifikasi kelas situs pada (Tabel 25).
Tabel 25 Klasifikasi kelas situs Kelas Situs sV (m/s) (kPa)
A. Batuan Keras sV ≥ 1500 N/A N/A
B. Batuan 750 < sV < 1500 N/A N/A
C. Tanah Sangat Padat dan Batuan Lunak 350 < sV < 750 N>50 > 100
D. Tanah Sedang 175 < sV < 350 15 < N< 50 50 < < 100
E. Tanah Lunak sV < 175 N<15 < 50
Atau setiap profil lapisan tanah dengan ketebalan lebih dari 3 m dengan karakteristik sebagai berikut :
1. Indeks plastisitas, PI > 20, 2. Kadar air (w) > 40%, dan 3. Kuat geser tak terdrainase < 25 kPa
F. Lokasi yang membutuhkanpenyelidikan geoteknik dan analisis respon dinamik spesifik
Setiap profil lapisan tanah yang memiliki salah satu atau lebih dari karakteristik seperti : - Rentan dan berpotensi gagal terhadap beban gempa seperti
likuifaksi, tanah lempung sangat sensitif, tanah tersementasi lemah
- Lempung organik tinggi dan/atau gambut (dengan ketebalan > 3m)
- Plastisitas tinggi (ketebalan H > 7.5m dengan PI > 75) - Lapisan lempung lunak/medium kaku dengan ketebalan H >
35m Catatan : N/A = tidak dapat digunakan
Langkah 3 :
Perhitungan pembebanan Komponen beban mati beserta perhitungan beratnya dapat dilihat pada Tabel 26 dapat diperlihatkan komponen terberat yaitu gelagar yang mencapai 328,85 Ton. Untuk komponen bangunan bawah, diasumsikan pilar yang diperhitungkan sebagai gaya gempa ditinjau hanya setengah tinggi pilar.
RSNI2 2833:20XX
150 dari 154
Tabel 26 Beban mati struktur
Keterangan : A = luas penampang; L = panjang; n = jumlah; Bj = berat jenis; W = berat.
Analisis struktur yang digunakan yaitu analisis respon spektrum dengan menggunakan spektrum gempa sesuai dengan Peta Gempa 2010 dan BMS 1992. Respon spektrum berdasarkan Peta Gempa 2010 diskalakan dengan faktor modifikasi respon (R) sesuai dengan tipe bangunan bawah. Faktor R digunakan karena diasumsikan pilar berperilaku inelastis saat gaya gempa yang terjadi melampaui gaya gempa rencana. Untuk pembebanan gempa BMS 1992, spektrumnya tidak perlu diskalakan, dikarenakan spektrum yang ada sudah memasukkan faktor R.
Gambar 76 Kombinasi pembebanan gempa pada pusat massa penampang pilar
Pembebanan gempa ditinjau dalam dua arah pembebanan yang saling tegak lurus dimana gempa pada satu arah diasumsikan memberikan pengaruh sebesar 30% pada arah tegak lurusnya seperti pada Gambar 76. Kombinasi pertama yaitu gempa dengan intensitas 100% Eqy bekerja pada sumbu lemah pilar dan 30% Eqx bekerja pada sumbu kuat pilar (Gambar 76a). Kombinasi kedua yaitu gempa dengan intensitas 100% Eqx bekerja pada sumbu kuat pilar dan 30% Eqy bekerja pada
Bangunan Atas A (m2) L (m) n (buah) Bj (Ton/m3) W (Ton)Gelagar 0.884 31 5 2.4 328.85Diafragma 2.72 0.2 20 2.4 26.11Pelat lantai 2.208 31 1 2.4 164.28Aspal 0.32 31 1 2.2 21.82Barrier 0.35 31 2 2.4 52.08Trotoar 0.2 31 2 2.4 29.76
Bangunan Bawah A (m2) L (m) n (buah) Bj (Ton/m3) W (Ton)Balok Kepala 4.30 9.6 1 2.4 98.96Kolom 8.96 6 1 2.4 129.02
Total beban mati 850.88
0,3EQy
EQx
EQy
0,3EQx
Penampang pilar
y
x
(b) Kombinasi 1 (a) Kombinasi 2
(33)
(22) (22)
(33)
RSNI2 2833:20XX
151 dari 154
sumbu lemah pilar (Gambar 76b). Sumber massa yang diasumsikan memberikan kontribusi terhadap gaya gempa yaitu beban mati untuk kondisi normal dan kondisi ekstrim dimana truk beriringan berada di jembatan dengan intensitas beban hidup sebesar 30%. Untuk kombinasi modal digunakan metode complete quadratic combination (CQC) dengan rasio redaman 5%.
Langkah 4 :
Penentuan respon spektrum rencana Dengan menggunakan parameter data NSPT di lokasi pilar P1 diperoleh nilai NSPT berbobot sebesar 20,11, sehingga sesuai dengan Tabel 25 maka tanah di lokasi pilar P1 termasuk dalam kategori tanah sedang. Selanjutnya dengan menggunakan Peta Gempa Indonesia 2010 dan kriteria tanah sedang, ditentukan nilai respon spektrum pada permukaan tanah. Hal yang sama juga dilakukan untuk pembuatan respon spektrum di permukaan tanah untuk beban gempa BMS 1992. Faktor modifikasi respon (R) sebesar 3 digunakan untuk pilar tipe dinding sehingga seluruh ordinat spektrum gempa 2010 dibagi dengan faktor 3. Dengan asumsi tersebut diperoleh dua spektrum gempa rencana seperti yang ditunjukkan pada Gambar 77. Gambar 77 menunjukkan bahwa pada periode dibawah 1,5 detik, pengaruh beban gempa 2010 lebih besar dibandingkan BMS 1992 sedangkan untuk periode diatas 1,5 detik adalah sebaliknya. Hal ini dikarenakan ada peningkatan percepatan puncak batuan dasar pada Peta Gempa 2010 dibandingkan BMS 1992 pada periode rendah dan sebaliknya pada periode tinggi. Pada periode pendek (0,1 detik hingga 0,4 detik) koefisien gempa akibat pembebanan gempa 2010 mengalami peningkatan 50% terhadap BMS 1992.
Gambar 77 Spektrum gempa rencana wilayah Nagrek berdasarkan
Peta Gempa 2010 dan BMS 1992
0.00
0.10
0.20
0.30
0.40
0.50
0.60
0.70
0.80
0.90
1.00
0 0.5 1 1.5 2 2.5 3
Koefisien gempa
elastis (g)
T (dtk)
Nagrek‐Tanah Sedang‐Gempa 2010
Nagrek‐Tanah Sedang‐BMS92
Nagrek‐Tanah Sedang‐Gempa 2010‐R=3
Diskalakan R=3
RSNI2 2833:20XX
152 dari 154
Langkah 5 :
Pemeriksaan kapasitas pilar dengan diagram interaksi
Kapasitas penampang pilar P1 dicari dengan bantuan diagram interaksi dari piranti lunak analisis struktur. Diagram interaksi merupakan diagram yang menunjukkan batas kapasitas penampang berdasarkan geometri serta material penampang. Pilar P1 memiliki tebal 1,6 m dan lebar 5,6 m. Pilar tersebut memiliki tulangan diameter 32 mm dengan jarak 150 mm dan mutu beton (f’c) sebesar 25 MPa.Penampang pilar P1 dan properti penampang dapat dilihat pada Gambar 78. Properti penampang meliputi luas penampang (A), momen inersia sumbu 33 (I33), momen inersia sumbu 22 (I22), dan sebagainya. Terlihat momen inersia pada sumbu kuat (I33) memiliki nilai ± 16 kali momen inersia sumbu lemah pilar (I22). Ini menunjukkan kekakuan lentur (EI) pada sumbu kuat pilar adalah 16 kali kekakuan lentur pada sumbu lemah pilar.
Gambar 78 Penampang pilar P1 dan properti penampangnya
Pemeriksaan kapasitas pilar pada sumbu lemah pilar dapat dilihat pada Gambar 79. Berdasarkan Gambar 79, pilar memiliki kapasitas aksial tekan (P) dan tarik maksimum masing-masing sebesar 13000 Ton dan 2300 Ton serta kapasitas momen (M) maksimum sebesar 3750 Ton.m. Dari Gambar 79 dapat dilihat bahwa terhadap kombinasi pembebanan gempa berdasarkan BMS 1992, kapasitas pilar masih memenuhi persyaratan kekuatan. Namun terhadap pembebanan gempa 2010, gaya-gaya yang terjadi berada di luar diagram interaksi sehingga dikatakan tidak memenuhi kapasitas. Hal lain juga dapat dilihat pada Gambar 79 yaitu terjadi peningkatan respon gaya dalam akibat gempa berdasarkan peta gempa 2010 terhadap BMS 1992 yaitu sebesar rata-rata ± 62%.
5,6 m
D32-150
f’c=25 MPa
± 16 x
1,6 m
33
22
RSNI2 2833:20XX
153 dari 154
Gambar 79 Diagram Interaksi Pilar P1 dan respon gaya pada sumbu lemah (22)
Analisis penampang pada sumbu kuat ditunjukkan pada Gambar 80. Berdasarkan Gambar 80 terlihat bahwa kapasitas pilar memenuhi ketentuan untuk kedua jenis pembebanan gempa walaupun terjadi peningkatan respon gaya dalam akibat gempa berdasarkan peta gempa 2010 yaitu sebesar rata-rata ± 66% terhadap BMS 1992. Hal ini dikarenakan kapasitas momen pada sumbu kuat pilar P1 meningkat 250% dibandingkan kapasitas momen pada sumbu lemah pilar.
Gambar 80 Diagram Interaksi Pilar P1 dan respon gaya pada sumbu kuat (33)
‐16000
‐12000
‐8000
‐4000
0
4000
0 1000 2000 3000 4000
P (Ton)
M (Ton.m)
Kapasitas Kolom Gempa2010 DL (Ey+0.3Ex)
BMS92 DL (Ey+0.3Ex) BMS92 DL+0,3LL (Ey+0.3Ex)
Gempa2010 DL+0,3LL (Ey+0.3Ex)
‐16000
‐12000
‐8000
‐4000
0
4000
0 3000 6000 9000 12000 15000
P (Ton
)
M (Ton.m)
Kapasitas Kolom Gempa2010 DL (0.3Ey+1Ex)
Gempa2010 DL+0,3LL (0.3Ey+1Ex BMS92 DL (0.3Ey+1Ex)
BMS92 DL+0,3LL (0.3Ey+1Ex)
BMS 92
P.Gempa 2010
-13000 Ton
2300 Ton
3750 Ton.m
Peningkatan 62%
P.Gempa 2010BMS 92
13000 Ton.m
Peningkatan 66%
-13000 Ton
2300 Ton
RSNI2 2833:20XX
154 dari 154
Bibliografi
AASHTO LRFD Bridge Design Specification, 5th Edition, 2010
SNI-03-2833-2008, Tata Cara Perencanaan Ketahanan Gempa untuk Jembatan
RSNI T-12-2004 , Perencanaan Struktur Beton untuk Jembatan
RSNI T-03-2005 , Perencanaan Struktur Baja untuk Jembatan
Overseas Coastal Development Institute (OCDI), 2002
RSNI 2005 , Pembebanan Jembatan
![PERANCANGAN SOLAR CELL SYSTEM OFFGRIDFaktor – faktor yang mengakibatkan kerusakan akibat gempa bumi [3] : a. kekuatan gempa bumi, b. kedalaman gempa bumi, c. jarak hiposenter gempa](https://img.pdfslide.us/doc/110x75/611b52e1c4ede7192142d0b1/perancangan-solar-cell-system-offgrid-faktor-a-faktor-yang-mengakibatkan-kerusakan.jpg)
