HASIL DAN PEMBAHASAN

Transkripsi

1 IV. HASIL DAN PEMBAHASAN 4.1 Perhitungan Struktur Perhitungan struktur meliputi perencanaan atap, pelat, balok, kolom dan pondasi. Perhitungan gaya dalam menggunakan bantuan program SAP 2000 versi 14. Modeling perpustakaan Agrotropika dapat dilihat pada Lampiran 3. Data teknis struktur Gedung Perpustakaan Agrotropika ini sebagai berikut : 1. Jenis struktur : Struktur beton bertulang 2. Jumlah lantai : 6 lantai (Termasuk Lantai Dasar) 3. Mutu baja : BJTD-40 dan BJTP-24 (400 MPa dan 240 MPa) 4. Mutu beton : K-350 dan K-500 (350 kg/cm 2 dan 500 kg/cm 2 ) 5. Fungsi bangunan : Perpustakaan 6. Tinggi Kolom : Lantai Dasar : 4,2 m Lantai 1 : 4,2 m Lantai 2 : 4,2 m Lantai 3 : 4,2 m Lantai 4 : 4,2 m Lantai 5 : 4,2 m 7. Tebal Pelat Lantai Lantai Dasar Lantai 5 : 0,12 m Atap : 0,15 m 8. Jenis Pondasi : Tiang Pancang 9. Jari jari Bangunan : 11,76 m 10. Tinggi Bangunan : 25,2 m 11. Dimensi Elemen Struktur : ( Ditampilkan pada tabel) Balok pada konstruksi ini menggunakan beton bertulang dengan dimensi yang berbeda beda pada setiap lantai. Dimensi balok dapat dilihat pada Tabel 7, sedangkan denah balok dan kolom dapat dilihat pada Lampiran 25 sampai dengan Lampiran Perencanaan Struktur Atap Atap direncanakan dari struktur baja yang dirakit ditempat proyek. Perhitungan struktur rangka atap didasarkan pada panjang bentangan jarak kuda kuda satu dengan yang lainnya, selain itu juga dipertimbangkan terhadap beban yang bekerja yaitu meliputi beban mati, beban hidup, beban angin dan beban gempa. Setelah diperoleh pembebanan, kemudian dilakukan perhitungan dan perencanaan dimensi serta batang dari kuda kuda tersebut. Perencanaan kerangka kuda kuda pada perpustakaan Agrotopika dapat dilihat pada Gambar

2 Semua pembebanan tersebut berdasarkan pembebanan atap, meliputi : a. Beban mati 1. Berat sendiri penutup atap. 2. Berat sendiri gording. 3. Berat sendiri kuda kuda. 4. Berat plafon. b. Beban hidup 1. beban pekerja yang minimum 100 kg. 2. beban air hujan yang beratnya dihitung dengan rumus (40 0,8α). dimana α = sudut kuda kuda. 3. beban rangka diambil minimal 25 kg/m 2, dengan ketentuan : - angin tekan untuk α < 65 O, dikalikan koefisien (0,02 α 0,4). - Di belakang angin (angin hisap) untuk semua α, dikalikan koefisen -0,4 (PPIUG 1983, pasal 4.2 dan 4.3) Gambar 30. Kuda Kuda perpustakaan Agrotropika Tabel 7. Dimensi Elemen Balok Tipe b (mm) h (mm) d (mm) B B B B B B5K B B B7A B B8A B B9K B B10K

3 Dimensi elemen kolom pada setiap lantai dapat dilihat pada Tabel 8. Tabel 8. Dimensi Elemen Kolom Lantai Bentuk Tipe Dimensi (mm) Lebar Tebal K1K K KL K Segi Empat K2A K2B Lantai Dasar atap K K3A K3B Jari Jari K1 550 Lingkaran K1A 500 K1B 350 K3C 250 Dimensi pelat lantai dua arah dapat dilihat pada Tabel 9. Tabel 9. Dimensi pelat lantai dua arah Tipe Pelat Ly Lx Ly/Lx A 4,5 3 1,5 B 4,5 2,25 2 C 5,83 3 1, D 2,95 2,63 1, E 2,95 1,92 1, F 2,95 2,23 1,32287 G 2,95 2,15 1, H 3,2 2,1 1, I 4,9 3,1 1, J 4,5 2,9 1, K 4,3 1,9 2, L 3,3 2,2 1,5 M 2,9 2,2 1, N 3,1 1,4 2, O 2,8 1,4 2 P 1,9 1,2 1, Q 4,3 2,3 1, R 3 2,7 1,

4 A. Perencanaan Atap Bentang kuda kuda = 2,4 m Sudut (α) = 14,04 o Jarak kuda kuda (setiap 15 o ) Alat sambung baut Mutu baja = ST 37 (1600 kg/cm 2 ) E baja = 2, kg/cm 2 Penutup atap = spandek Beban atap = 50 kg/m 2 (PPIUG 1983) Beban kuda kuda = 11 kg/m (PPIUG 1983) Beban pekerja = 100 kg (PPIUG 1983) Beban hujan = (40 0,8α) (PPIUG 1983) = (40-0,8.14,04) = 28,8 Kg Beban angin = 25 kg/m 2 (PPIUG 1983) Beban plafond = 7 kg/m 2 (PPIUG 1983) Panjang batang kuda kuda pada konstruksi ini memiliki panjang yang berbeda beda, panjang kuda kuda seperti tampak pada Gambar 30 dapat dilihat pada Tabel 10. Tabel 10. Panjang Batang Kuda - Kuda No Panjang (m) 1 0,6 2 0, ,25 4 0,7 5 0, , ,82 9 1, ,73 Beban mati 11 0,72 Berat sendiri penutup atap (Atap spandek) = 50 kg/m 2. 2,48 m = 124 kg/m Berat gording (kanal C) = 11 kg/m = 11 kg/m Berat Trackstang (10 %) = 1,1 kg/m = 1,1 kg/m + Beban Hidup = 136,1 kg/m Pekerja = 100 kg (minimum) Hujan = (40 0,8 14,04) = 28,8 kg/m 2 Beban rangka diambil minimal 25 kg/m 2, jika α < 65 o maka dikalikan koef (0,02 α 0,4) 36

5 B. Perencanaan Gording Pada perencanaan gording diperhitungkan momen akibat beban tetap dan beban sementara untuk mencari tegangan yang terjadi lalu membandingkannya dengan tegangan izin yang dimiliki oleh gording tersebut. Perhitungan Beban Mati Px = P.sin α = 136,1. sin 14,04 O = 33,018 kg/m Py = P.cos α = 136,1. cos 14,04 O = 132,03 kg/m My = 1 8. Py. l2 = ,03. 3,672 = 222,26 kgm Mx = 1 8.Px. l2 = ,018. 3,672 = 55,59 kgm Perhitungan Beban Hidup Px = P.sin α = 100.sin 14,04 O = 24,26 kg Py = P.cos α = 100.cos 14,04 O = 97,02 kg Mx = ¼ Px l = ¼.24,26.3,67 = 22,26 kg My = ¼ Py l = ¼.97,02.3,67 = 88,99 kg Perhitungan Beban Air Hujan Px = P.sin α = 28,8.sin14,04 = 7 kg Py = P.cos α = 28,8.cos 14,04 = 27,94 kg Mx = 1/8 Px.l 2 = 1/8.7. 3,67 2 = 11,76 kg.m My = 1/8 Py l 2 = 1/8. 27,94.3,67 2 = 47,03 kg.m Perhitungan Beban Angin Angin tekan = 25 kg/m 2 Wtekan = (0,02 α 0,4) W. Jarak gording = (0,02. 14,04 0,4) ,5 = - 1,49 kg/m W hisap = -0,4. W. jarak gording = -0, ,5 = - 5 kg/m M tekan = 1/8 W tekan. l 2 = 1/8. 1,49. 3,67 2 = -2,5 kgm M hisap = 1/8 W tekan. l 2 = 1/8.5. 3,67 2 = -2,29 kgm Hasil perhitungan momen yang terjadi akibat beban tetap dan beban sementara dapat dilihat pada Tabel

6 Tabel 11. Momen Atap Akibat Pembebanan Tetap dan Sementara M Beban Beban Beban Angin Beban Mati Hidup Hujan Tekan hisap Tetap Sementara Mx 55, , , , ,295 89, ,10245 My 222, , , , ,2964 C. Dimensi Gording Dimensi gording yang direncanakan pada konstruksi kuda kuda ini yaitu profil C sesuai pada Gambar 31. Gambar 31. Perencanaan Dimensi Gording Profil Baja [150 x x 45] Ix = 489 cm 4 Wx = 65,2 cm 4 Iy = 99,2 cm 4 Wy = 19,8 cm 4 ix = 5,92 cm Baja ST.37 (3700 kg/cm 2 ) iy = 2,66 cm E = 2,1 x 10 6 D. Kontrol tegangan dan lendutan a. Tegangan terhadap beban tetap σt = Mx Wx + My Wy < σ ijin σt = 8961,11 65, ,64 + < 3700 kg/cm 2 19,8 σt = 137,44 kg/cm ,57kg/cm 2 < 3700 kg/cm 2 σt = 1947,02 < 3700 kg/cm 2 (Ok) 38

7 b. Tegangan terhadap beban sementara σt = Mx Wx + My Wy < 1,3 σ ijin 8710, ,64 σt = + < 4810 kg/cm 2 65,2 19,8 σt = 133,59 kg/cm ,57 kg/cm 2 < 4810 kg/cm 2 (Ok) σt = 1943,16 < 4810 kg/cm 2 c. Lendutan ijin f ijin = 1 L = cm = 2,03 cm d. Lendutan terjadi fy = fy = 5 qy l4 384 EIx + Py l3 48 EIx 5 1, , = 0,3 cm 384 2, , fx = fx = 5 qx l4 384 EIy + Px l3 48 EIy 5 0, , , ,2 48.2, ,2 = 0,37 cm f resultan = 0, ,3 2 = 0,48 cm < 2,03 cm (ok) Perhitungan Pelat Lantai Pelat lantai pada proyek Perencanaan Perpustaakaan Tiga Lantai Institut Pertanian Bogor direncanakan dari struktur beton bertulang yang monolit dengan struktur utama bangunan. Perhitungan perencanaan pelat beton bertulang didasarkan pada beban per m 2 yang dipikul oleh pelat itu sendiri sesuai dengan SNI A. DataPerhitungan Pelat : Mutu beton Mutu baja Ec (4700 fc ) Tebal pelat Tebal selimut : 28,4 MPa : 240 MPa : MPa : 12 cm : 2 cm Diameter tulangan utama : 8 mm 39

8 B. Perhitungan beban : Beban mati : Berat sendiri : 0, = 2,88 kn/m Plafond + penggantung : 0,18. 1 = 0,18 kn/m Spesi : 0, = 0,42 kn/m Tegel keramik : 0, = 0,48 kn/m Instalasi Listrik dan Plumbing = 0,2 kn/m + = 4,16 kn/m Beban hidup : WL = 2,5 kn/m (PPIUG 1983) Beban terfaktor : Wu = 1,2 WD + 1,6 WL = 1,2 (4,16) + 1,6 (2,5) = 8,992 kn/m C. Perhitungan penulangan pelat 2 arah Perhitungan pelat lantai yang dibutuhkan harus lebih besar sepertiga dari yang diperlukan berdasarkan analisis. Denah pelat lantai perpustakaan Agrotropika dapat dilihat pada Lampiran 4. Perhitungan pelat lantai dilakukan seseuai dengan SK SNI Perhitungan pelat lantai menggunakan perhitungan pelat dua arah karena semua pelat yang berada pada perpustakaan Agrotropika menggunakan pelat dua arah, gambar perencanaan pelat tipe A dapat dilihat pada Gambar 33. ρ min = 1,4 fy = 0,00583 ρ maks = 0,75 ρb ρ maks = 0,054 (SNI ) d efektif = h ds 0,5 D = ,5. 8 = 96 mm 40

9 Pelat tipe A Gambar 32. Pelat Lantai Tipe A Ly = 4,5 Lx = 3 C = Ly/Lx = 4,5/3 = 1,5 (Pelat dua arah) Wu = 8,992 kn/m MIx = Wu. Lx 2. C = 8, ,036 MIy = Wu. Lx 2. C = 8, ,017 Mtx = Wu. Lx 2. C = 8, ,76 Mty = Wu. Lx 2. C = 8, ,057 = 2,91 knm = 1,38 knm = 6,15 knm = 4,61 knm Penulangan lapangan arah X MIx = 2,91 knm K = Mu øbdx 2 = 2,91 0,8.1.0,096 2 = 395,15 kn/m2 = 0,395 MPa m = fy = 240 0,85.fc ρ perlu = 1 m 0,85.28,4 = 9,94 (1-1 2mK fy ) = 1 2.9,94.0,395 (1-1 ) 9, = 0,0016 Diambil ρ min = 0,00583 As perlu = 0, = 559,68 mm 2 Ukuran wiremesh M8 = 5,4 x 2,1 m dengan jaring 150 x 150 mm Jumlah tulangan per lebar = = 21 tulangan/lebar 150 Terpakai Wiremesh M8 => maka As = 21. ¼ π D 2 = 21. ¼ 3, = 1055,04 mm 2 As perlu < As (Ok) 41

10 Penulangan lapangan arah Y MIy = 1,37 knm K = Mu øbdy 2 = 1,37 0,8.1.0,088 2 = 222,01 kn/m2 = 0,222 MPa m = fy = 240 0,85.fc ρ perlu = 1 m 0,85.28,4 = 9,94 (1-1 2mK fy ) = 1 2.9,94.0,222 (1-1 ) 9, = 0,00093 Maka diambil ρ min = 0,00583 As perlu = 0, = 513,04 mm 2 Ukuran wiremesh M8 = 5,4 x 2,1 m dengan jaring 150 x 150 mm Jumlah tulangan per lebar = = 31 tulangan/lebar 150 Terpakai wiremesh M8 => maka As = 31. ¼ π D 2 = 31. ¼ 3, = 1557,44 mm 2 As perlu < As Penulangan tumpuan arah X Mtx = 6,15 knm K = Mu øbdx 2 = 6,15 0,8.1.0,096 2 = 834,2188 kn/m2 = 0,834 MPa m = fy = 240 0,85.fc ρ perlu = 1 m 0,85.28,4 = 9,94 (1-1 2mK fy ) (Ok) = 1 2.9,94.0,834 (1-1 ) 9, = 0, Maka diambil ρ min = 0,00583 As perlu = 0, = 559,68 mm 2 Ukuran wiremesh M8 = 5,4 x 2,1 m dengan jaring 150 x 150 mm Jumlah tulangan per lebar = = 21 tulangan/lebar

11 Terpakai Wiremesh M8 => maka As = 21. ¼ π D 2 = 21. ¼ 3, = 1055,04 mm 2 As perlu < As Penulangan tumpuan arah Y Mtx = 4,61 knm K = Mu øbdy 2 = 4,61 0,8.1.0,088 2 = 744,5919 kn/m2 = 0,744 MPa m = fy = 240 0,85.fc ρ perlu = 1 m 0,85.28,4 = 9,94 (1-1 2mK fy ) (Ok) = 1 2.9,94.0,744 (1-1 ) 9, = 0, Maka diambil ρ min = 0,00583 As perlu = 0, = 513,04 mm 2 Ukuran wiremesh M8 = 5,4 x 2,1 m dengan jaring 150 x 150 mm Jumlah tulangan per lebar = = 31 tulangan/lebar 150 Terpakai Wiremesh M8 => maka As = 31. ¼ π D 2 = 31. ¼ 3, = 1557,44 mm 2 As perlu < As (Ok) Hasil perhitungan untuk semua pelat lantai dengan menggunakan cara yang sama seperti perhitungan pelat A pada konstruksi tersebut dapat dilihat pada Tabel 12. Perhitungan jumlah tulangan perlu pada pelat lantai telah dilakukan dengan mengacu pada SNI , namun dapat dilihat pada Tabel 12 bahwa jarak penulangan perlu pada pelat tipe N, O, P lebih dekat dibanding dengan kondisi eksisting yang berarti pada kondisi eksisting mengurangi jumlah tulangan yang diperlukan Perhitungan Balok Perencanaan balok meliputi perencanaan tulangan lentur, tulangan geser, dan tulangan torsi. Tulangan direncanakan berupa tulangan rangkap, namun secara perhitungan menggunakan perhitungan tulangan tunggal. Perencanaan dilakukan untuk masing masing tipe balok dengan nilai momen dan gaya geser tumpuan dan lapangan yang dipakai adalah hasil kombinasi maksimum. 43

12 Tabel 12. Rekapitulasi Tulangan Pelat Lantai Tipe Perhitungan Eksisting Pelat Lapangan Tumpuan Lapangan Tumpuan X (mm) Y (mm) X (mm) Y (mm) X (mm) Y (mm) X (mm) Y (mm) A ø ø ø ø ø ø ø ø B ø ø ø ø ø ø ø ø C ø ø ø ø ø ø ø ø D ø ø ø ø ø ø ø ø E ø ø ø ø ø ø ø ø F ø ø ø ø ø ø ø ø G ø ø ø ø ø ø ø ø H ø ø ø ø ø ø ø ø I ø ø ø ø ø ø ø ø J ø ø ø ø ø ø ø ø K ø ø ø ø ø ø ø ø L ø ø ø ø ø ø ø ø M ø ø ø ø ø ø ø ø N ø ø ø ø ø ø ø ø O ø ø ø ø ø ø ø ø P ø ø ø ø ø ø ø ø Q ø ø ø ø ø ø ø ø R ø ø ø ø ø ø ø ø A. Perhitungan Penulangan Akibat Beban Lentur Perhitungan penulangan balok B1dengan nilai momen ultimate yang dihasilkan dari program SAP 2000 versi 14. Mu (+) lapangan = Nmm Mu (+) tumpuan = Nmm Tulangan tarik Lapangan ρ min = 1,4/fy = 1,4/400 = 0,0035 K = Mu øbd 2 = , = 2,344 N/mm2 = 2,344 MPa m = fy = 400 0,85.fc ρperlu = 1 m 0,85.28,4 = 16,6 (1-1 2mK fy ) ρperlu = 1 2,16,6.1,2,344 (1-1 ) 16,

13 ρ perlu = 0,0061 ρ perlu > ρ min maka dipakai ρ min = 0,0061 Ast = ρ perlu.b.d = 0, = 1852,39 mm 2 Digunakan tulangan ulir diameter 22 mm As = ¼.π.d 2 = ¼.3, = 379,94 mm 2 n = Ast As 1852,39 = 379,94 = 4,875 ~ 5 buah Jumlah tulangan tarik lapangan terpasang 5 buah As = 5 *.379,94 As = 1899,7 mm 2 Karena A st perlu < A st terpasang maka dinyatakan aman (OK)! Periksa luas tulangan tekan : As = 0,5. Ast As = 0, ,7 mm 2 As = 949,85 mm 2 n = 3 buah Luas tulangan tekan terpakai As = ,94 = 1139,82 mm 2 Periksa tulangan leleh atau belum ρ = As b.d ρ = 1139, ρ = 0,

14 ρ = As b.d ρ = 1899, ρ = 0,0063 Cek apakah ρ ρ > 0,85.β. fc fy. d d.( fy ) 0,00251 < 0, Tulangan belum leleh Cek kapasitas penampang : (0,85.fc..b)a 2 + (600 As As.fy)a (600.As. β 1.d ) = a a = 0 Diperoleh nilai a = 58,93 mm fs'= 600( 1 β.d a ) = 167,36 MPa Mn aktual = 0,85fc.a.b(d a/2) + As.fs (d a/2) Mn = 0,85.28,4.58,93.400(750 58,93/2) ,82.167,36(750 58,93/2) = Nmm > Nmm Tulangan Tarik Tumpuan ρ min = 1,4/fy = 1,4/400 = 0,0035 K = Mu øbd 2 = , = 3,325 N/mm2 = 3,325 Mpa m = fy = 400 0,85.fc ρperlu = 1 m 0,85.28,4 = 16,6 (1-1 2mK fy ) ρperlu = 1 2,16,6.3,325 (1-1 ) 16,6 400 ρ perlu = 0,00897 ρ perlu > ρ min maka dipakai ρ min = 0,00897 Ast = ρ perlu.b.d = 0, = 2693,77 mm 2 46

15 Digunakan tulangan ulir diameter 22 mm As = ¼.π.d 2 = ¼.3, = 379,94 mm 2 n = Ast As = 2693,77 379,94 = 7,089 ~ 8 buah Jumlah tulangan tarik tumpuan terpasang 7 buah Karena A st perlu > A st terpasang maka dinyatakan tidak aman Luas tulangan tarik = 7.394,94 mm 2 = 2764,58 mm 2 Periksa luas tulangan tekan : As = 0,5. Ast As = 0, ,58 mm 2 As = mm 2 n = 3,5 buah ~ 4 buah Luas tulangan tekan terpakai As = ,94 = 1519,76 mm 2 Periksa tulangan leleh atau belum ρ = As b.d ρ = 1519, ρ = 0,00506 ρ = As b.d 2764,58 ρ = ρ = 0,

16 Cek apakah ρ ρ > 0,85.β. fc fy. d d.( fy ) 0,00415 < 0, Tulangan belum leleh Cek kapasitas penampang : (0,85.fc..b)a 2 + (600 As As.fy)a (600.As. β 1.d ) = a a = 0 Diperoleh nilai a = 20,69 mm fs'= 600( 1 β.d a ) = 568,50 Mpa Mn aktual = 0,85fc.a.b(d a/2) + As.fs (d a/2) Mn = 0,85.28,4.20,69.400(750 20,96/2) , ,506(750 20,96/2) = Nmm > Nmm Perhitungan balok pada perpustakaan lima lantai Agrotropika ini mengacu pada SNI , data dimensi, momen nominal dan momen aktual serta hasil perhitungan luas tulangan tarik pada kondisi tumpuan dan lapangan yang diperlukan balok pada struktur perpustakaan Agrotropika dengan menggunakan program SAP 2000 versi 14 dapat dilihat pada Tabel 13, Tabel14, Tabel 15, Tabel 16 dan Tabel 17. Tabel 13. Dimensi dan Momen Lapangan Ultimate Balok Tipe b (mm) h (mm) d (mm) Mu (ton-m) B B B ,1 B ,1 B ,6 B5K ,7 B ,49652 B ,4 B7A ,6 B B8A ,9 B ,3 B9K ,6 B ,1 B10K ,8 48

17 Tabel 14. Dimensi dan Momen Tumpuan Ultimate Balok Tipe b (mm) h (mm) d (mm) Mu (ton-m) B B ,1 B B ,9 B B5K B ,75 B B7A B B8A ,5 B B9K ,6 B ,6 B10K Tabel 15. Hasil Perhitungan Momen aktual Tulangan Tekan Lapangan Tipe b (mm) h (mm) d (mm) Tulangan a (mm) Mu (Nmm) Mn (Nmm) Kesimpulan B D 22 58, Aman B D 19 47, Tidak aman B D 22 56, Aman B D 16 35, ,4 Aman B D 22 63, Aman B5K D 22 63, Aman B D 22 49, Aman B D 19 44, Tidak aman B7A D 16 43, ,8 Aman B D 16 47, Tidak aman B8A D 16 38, ,2 Aman B D 16 46, ,6 aman B9K D 16 46, ,6 aman B D 16 46, ,6 aman B10K D 16 39, ,5 Tidak aman Dapat dilihat pada Tabel 15 dan Tabel 16 bahwa nilai momen aktual tekan lapangan dan tumpuan pada balok tipe B1 lebih besar dibanding momen ultimate lapangan dan tumpuan sehingga balok tipe B1 dinyatakan aman. Nilai momen nominal balok tipe P2 lebih kecil dibanding momen ultimate sehingga balok tipe P2 dinyatakan tidak aman, Hal ini dapat disebabkan oleh perbedaan pembebanan yang diperhitungkan antara mahasiswa dengan perencana pada balok. Kondisi tidak aman pada balok akan menyebabkan keruntuhan yang sangat berbahaya untuk penghuni sehingga perlu dibatasi banyaknya pengguna bangunan untuk mengurangi pembebanan pada struktur. 49

18 Tabel 16. Hasil Perhitungan Momen aktual Tulangan Tekan Tumpuan Tipe b (mm) h (mm) d (mm) Tulangan a (mm) Mu (Nmm) Mn (Nmm) kesimpulan B D 22 20, Aman B D 19 1, Tidak aman B D 22 34, Aman B D 16 12, Aman B D 22 10, Aman B5K D 22 10, Aman B D 22 7, Aman B D 19 26, Tidak aman B7A D 16 8, ,1 Tidak aman B D 16 12, Tidak aman B8A D 16 7, ,1 Aman B D 16 2, ,4 Tidak aman B9K D 16 14, Aman B D 16 2, ,4 Aman B10K D 16 34, Aman Perhitungan jumlah tulangan tarik dan tulangan tekan yang diperlukan telah dilakukan dengan mengacu pada SNI , namun dapat dilihat bahwa pada Tabel 17 tulangan tekan perlu balok tipe B1 pada kondisi tumpuan lebih sedikit dibanding dengan kondisi eksisting. Keadaan serupa juga dapat dilihat pada tulangan balok tipe B2 pada kondisi tumpuan, tulangan balok tipe B8 pada kondisi lapangan. B. Perhitungan Penulangan Akibat Beban Geser Penulangan geser balok dihitung berdasarkan SK SNI pasal 13.1 pada penulangan geser balok diambil nilai gaya geser pada daerah lapangan dan tumpuan yang maksimum dari hasil analisa struktur berdasarkan tipe bentang balok dari kombinasi maksimum. Perhitungan tulangan geser tumpuan pada balok B1. Vu tumpuan = N Vu lapangan = N Vn = Vu/ = /0,75 = N Vc = ( fc)/6.b.d Vc = ( 28,4)/ Vc/2 = 10 5 = N 50

19 Vc = Cek : Vc/2 Vu Vc Maka perlu tulangan geser N N 99921,75 N (maka perlu sengkang) Kontrol : 2/3 fc. b. d = 2/3 28, = 1, Vs = (Vu - Vc)/ Vs = ( )/0,75 Vs = - 3, Vs < kontrol (tidak perlu perbesar balok) Menentukan luas begel perlu : 75 fc.b.s A vu = 1200.fy 75 28, A vu = A vu = 555,12 mm 2 A vu = b.s 3.fy (S = 1000 mm) A vu = = 555,5 mm 2 Dipilih A vu yang besar = 555,5 mm 2 s = n.1 4.π.d 2.S Avu s = , ,5 s = 282,82 mm s d/2 dan s 600 mm s 750/2 s 375 mm dan s 600 mm Diambil nilai s terkecil yaitu 282,82 mm, sedangkan tulangan geser terpasang yaitu dengan diameter 10 dengan s 150 karena s perlu > s terpasang maka tulangan geser balok B1 dinyatakan aman. Nilai s masing masing struktur dapat dilihat pada tabel

20 Tabel 17. Hasil Perhitungan Jumlah Tulangan Tarik dan Tulangan Tekan Tipe Arah b (mm) h (mm) d (mm) Tulangan Terpasang Tulangan Perlu Tarik Tekan Tarik Tekan B1 B2 B3 B4 B5 B5K B6 B7 B7A B8 B8A B9 B9K B10 B10K Tumpuan Lapangan Tumpuan Lapangan Tumpuan Lapangan Tumpuan Lapangan Tumpuan Lapangan Tumpuan Lapangan Tumpuan Lapangan Tumpuan Lapangan Tumpuan Lapangan Tumpuan Lapangan Tumpuan Lapangan Tumpuan Lapangan Tumpuan Lapangan Tumpuan Lapangan Tumpuan Lapangan

21 Tabel 18. Hasil Perhitungan Jarak Tulangan Geser Perlu Tipe Momen b H d Vu Vc diameter S perlu S terpasang B1 Tumpuan Lapangan B2 Tumpuan Lapangan B3 Tumpuan Lapangan B4 Tumpuan Lapangan B5 Tumpuan Lapangan B5K Tumpuan Lapangan B6 Tumpuan Lapangan B7 Tumpuan Lapangan B7A Tumpuan Lapangan B8 Tumpuan Lapangan B8A Tumpuan Lapangan B9 Tumpuan Lapangan B9K Tumpuan Lapangan B10 Tumpuan Lapangan B10K Tumpuan Lapangan Perhitungan spasi tulangan geser yang diperlukan telah dilakukan dengan mengacu pada SNI , namun dapat dilihat pada Tabel 18 bahwa jarak tulangan geser yang diperlukan (S perlu ) pada balok tipe B6 kurang dari kondisi eksisting (S eksisting ) yang berarti jumlah tulangan geser yang terpasang lebih sedikit dari yang diperlukan. Hal serupa dapat dilihat pada jarak penulangan pada balok tipe B8, B8A, dan B9. C. Perhitungan Penulangan Akibat Beban Torsi Penulangan torsi dihitung berdasarkan SK SNI Dengan menggunakan nilai torsi ultimate, (Tu) yang didapat dari program SAP 2000 Versi 14. Tu = Nmm Acp = b.h = = mm 2 Pcp = 2 (b + h) = 2 ( ) = 2400 mm 53

22 Cek nilai fc 12 ( Acp 2 Pcp ) 0,75 28,4 = ( ) = Nmm Karena nilai Tu fc ( Acp 2 12 Pcp ) maka tidak dperlukan tulangan torsi, sedangkan pada kondisi eksisting terpasang 2 tulangan torsi, maka struktrur balok B1 dinyatakan aman. Jumlah tulangan torsi yang diperlukan pada masing masing balok dapat dilihat pada Tabel 19. Tabel 19. Hasil Perhitungan Penulangan Torsi Tipe b h d Tu (Nmm) Kontrol Keterangan B ,77 tidak perlu tulangan torsi B ,2 tidak perlu tulangan torsi B ,61 tidak perlu tulangan torsi B ,949 tidak perlu tulangan torsi B ,2 tidak perlu tulangan torsi B5K ,2 tidak perlu tulangan torsi B ,064 tidak perlu tulangan torsi B ,701 tidak perlu tulangan torsi B7A ,449 tidak perlu tulangan torsi B ,724 tidak perlu tulangan torsi B8A ,134 tidak perlu tulangan torsi B ,346 tidak perlu tulangan torsi B9K ,346 tidak perlu tulangan torsi B ,346 tidak perlu tulangan torsi B10K ,346 tidak perlu tulangan torsi Perhitungan jumlah tulangan torsi yang diperlukan telah dilakukan dengan mengacu pada SNI , namun dapat dilihat bahwa nilai kontrol lebih besar dibanding dengan nilai momen torsi ultimate pada setiap tipe balok yang berarti balok tidak memerlukan tulangan torsi untuk menahan momen torsi. Tulangan torsi dipasang dua buah pada tiap tipe balok sehingga tulangan torsi dinyatakan aman pada tiap tipe balok Perhitungan Kolom A. Perhitungan Penulangan Lentur Kolom Perhitungan penulangan kolom tipe K1K menggunakan nilai momen ultimate arah sumbu x dan sumbu y. Nilai kombinasi momen dan beban aksial yang dapat ditahan kolom baik pada arah sumbu X maupun sumbu Ydapat dilihat pada diagram interaksi pada Lampiran 5 sampai dengan Lampiran Sumbu X Cek kelangsingan kolom : I = 1. b. h

23 I = I = 1, mm 4 A = b. h A = A = mm 2 Rasio kelangsingan : r = I = 1, = 187,688 A k.lu r = 0, ,688 = 16, M1b M2b Karena k.lu r = = 9,098 > 34-12M1b M2b maka termasuk kolom langsing Eksentrisitas : e = Mu Pu = = 65 mm Ordinat pada grafik perencanaan : Pu = = 8,94 MPa = 1,297 Ksi Agr Absis pada grafik perencanaan : Mu = = 0,8998 MPa = 0,13 Ksi Agr Didapat nilai ρ = 0,01 dari grafik perencanaan Luas tulangan perlu = ρ.agr = 0,01 * = 4225 mm2 Digunakan tulangan 22 mm As = ¼.π.d 2 55

24 = ¼.3, = 379,94 mm 2 n = Ast = 4225 = 11,12 ~ 12 buah tulangan As 379,94 Jumlah tulangan terpasang > jumlah tulangan perlu (OK)! 2. Sumbu Y Cek kelangsingan kolom : I = 1. b. h3 12 I = I = 1, mm 4 A = b. h A = A = mm 2 Rasio kelangsingan : r = I = 1, = 187,688 A k.lu r = 0, ,688 = 16, M1b M2b = , = 1,69 Karena k.lu r > 34-12M1b M2b maka termasuk kolom langsing Eksentrisitas : e = Mu,6 = = 46,17 mm Pu Ordinat pada grafik perencanaan : Pu = = 8,94 MPa = 1,297 Ksi Agr

25 Absis pada grafik perencanaan : Mu Agr. = , = 0,635 MPa = 0,0921 Ksi Didapat nilai ρ = 0,01 dari grafik perencanaan Luas tulangan perlu = ρ.agr Digunakan tulangan 22 mm As = ¼.π.d 2 = ¼.3, = 379,94 mm 2 = 0,01 * = 4225 mm2 n = Ast = 4225 = 11,12 ~ 12 buah tulangan As 379,94 Jumlah tulangan terpasang > jumlah tulangan perlu (OK)! Hasil perhitungan tulangan lentur kolom pada sumbu x dan sumbu y dapat dilihat pada Tabel 20 dan Tabel 21. Tabel 20. Hasil Perhitungan Jumlah Tulangan Perlu Sumbu X Tipe Kolom Tinggi Dimensi (mm) Lebar Mu (N.mm) Pu (N) Diameter Tulangan (mm2) Jumlah Tulangan Perlu Jumlah Tulangan Terpasang K1K , , K ,6 22 9, K , , K3A , K3B , , K ,4 16 5, K , ,7 19 8, K1A , ,9 19 6, K1B , ,3 19 3, K3C , , , , Perhitungan jumlah tulangan lentur kolom yang diperlukan telah dilakukan dengan mengacu pada SNI , namun dapat dilihat bahwa pada tulangan lentur pada semua tipe kolom aman kecuali kolom tipe K4 pada arah sumbu Y, jumlah tulangan lentur tidak dapat diketahui karena nilai rasio tulangan yang diperlukan tidak dapat didefinisikan menggunakan grafik perencanaan, sedangkan nilai eksentrisitas kolom berada jauh diluar diagram interaksi pada 57

26 rasio tulangan eksisting, hal ini disebabkan dimensi kolom yang sangat kecil saat beban beban bekerja pada arah sumbu Y. Tabel 21. Hasil Perhitungan Jumlah Tulangan Perlu Sumbu Y Tipe Kolom Tinggi Dimensi (mm) Lebar Mu (N.mm) Pu (N) Diameter Tulangan (mm2) Jumlah Tulangan Perlu Jumlah Tulangan Terpasang K1K , , K ,6 22 9, K , , K3A , K3B , , K , K , ,7 19 8, K1A , ,9 19 6, K1B , ,3 19 3, K3C , , , B. Perhitungan Penulangan geser Kolom Perhitungan penulangan geser arah sumbu x menggunakan gaya geser dari program SAP 2000 versi 14 arah sumbu x dan sumbu y: 1. Penulangan geser arah sumbu x Vu = N Vc = fc. b.d/6 Vc = 28, /6 Vc = ,73 Vu < Vc maka tidak perlu sengkang Terpasang (OK)! 2. Penulangan geser arah sumbu y Vu = N Vc = fc. b.d/6 Vc = 28, /6 Vc = ,73 Vu < Vc maka tidak perlu sengkang Terpasang (OK)! 58

27 Hasil perhitungan tulangan geser kolom arah sumbu X dan Sumbu Y dapat dilihat pada Tabel 22 dan Tabel 23. Tabel 22. Hasil Perhitungan Tulangan Geser Kolom Sumbu X Tipe Kolom Tinggi Dimensi (mm) Lebar Vc (N) Vu (N) Kesimpulan K1K , Aman K , Aman K , Aman K3A , Aman K3B , Aman K , Aman K , , Aman K1A , , Aman K1B , , Aman K3C , , Aman Tabel 23. Hasil Perhitungan Tulangan Geser Kolom Sumbu Y Tipe Kolom Tinggi Dimensi (mm) Lebar Vc (N) Vu (N) Kesimpulan K1K , Aman K , Aman K , Aman K3A , Aman K3B , Aman K , Aman K , , Aman K1A , , Aman K1B , , Aman K3C , , Aman Perhitungan jumlah tulangan geser yang diperlukan telah dilakukan dengan mengacu pada SNI , dapat dilihat bahwa pada setiap tipe kolom nilai gaya geser yang dimiliki kolom lebih besar dari gaya geser ultimate kolom baik pada arah sumbu X maupun arah sumbu Y yang berarti kolom tidak memerlukan tulangan geser, namun pada kondisi eksisting setiap tipe kolom memiliki tulangan geser untuk mempertahankan posisi tulangan lentur sehingga tulangan geser pada kolom dinyatakan aman Perhitungan Pondasi Pondasi adalah struktur bawah yang berfungsi memikul beban diatasnya, termasuk berat pondasi sendiri harus dipindahkan pondasi ketanah dasar dengan sebaik baiknya. Perencanaan perpustakaan Agrotropika menggunakan pondasi tiang pancang dengan sistem perkuatan pile caps yang dibagi menjadi lima tipe pada perencanaan ini yaitu P1, P2, P4, P8, P9. 59

28 Perencanaan penulangan pondasi titik P1 menggunakan spesifikasi : fc' fy = 28,4 MPa = 400 MPa Kohesi di ujung tiang = 150 kn/m 2 (asumsi konsistensi kaku menurut craig RF (1994)) Faktor aman (FS) Tebal pile caps Selimut beton B L = 2 (Kontrol Baik) = 0,45 m = 0,05 m = 0,6 m = 0,6 m Pondasi dihiitung dengan memakai tiang pancang beton bertulang berbentuk segi empat dengan mutu K 500 (500 kg/cm 2 ) yang dipancang sampai kedalaman tanah keras 12 m, dimensi tiang pancang dapat dilihat pada Gambar 33. Titik P1 tidak memiliki konfigurasi tiang kelompok karena hanya menggunakan tiang pancang segiempat tunggal dengan ukuran 250 mm x 250 mm. Gambar 33. Dimensi tiang pancang Maka didapat : Luas ujung tiang (Ap) = s 2 = (0,25 m) 2 = 0, ft 2 Luas permukaan tiang = keliling tiang. kedalaman tiang = (4.0,25)m. 12 m = 12 m 2 = 129,16 ft 2 60

29 Beban rencana yang dipikul pondasi dengan menggunakan program SAP 2000 versi 14 adalah sebagai berikut : Beban vertikal (P) Momen arah sumbu x (Mx) Momen arah sumbu Y (My) = 813 kn = 58 knm = 38 knm Perhitungan daya dukung pondasi pad pile caps tipe P1 menggunakan data SPT pada titik uji tanah DB 3 A. Kapasitas tiang pancang Qu = 4.Nb.Ab N.As Qu = , ft ,16 ft2 50 Qu = 199,132 ton = 1953,48 kn Q = 1953,48. 1 = 1953,48 kn Q desain = Qu Q = P N = = 1953,48, FS 2 = 976,7441 kn = 813 kn < 976,7441 kn (OK) Karena daya dukung tanah melebihi kapasitas tiang pancang sehingga perhitungan dapat dilanjutkan ke penulangan geser dan lentur pilecaps. Hasil perhitungan kapasitas pondasi tiang pancang dapat dilihat pada Tabel 24. Tabel 24. Hasil Perhitungan Kapasitas Pondasi Tiang Pancang Tipe b (mm) h (mm) d (mm) n tiang Qtunggal (kn) Qkel (kn) Qmin (kn) Qdesain (kn) Q/tiang (kn) P , , , , P , , , , , P , , , , , P , , , , , P , , , , , Perhitungan nilai kapasitas pondasi tiang pancang tunggal dan tiang pancang kelompok telah dilakukan mengacu pada SNI , pada pile caps tipe P1 dapat dilihat bahwa nilai Qu lebih besar dari daya dukung yang dimiliki tiang. Pile caps tipe P1 hanya menggunakan 1 tiang sehingga tidak ditampilkan contoh perhitungan desain tiang group, namun hasil perhitungan desain group dapat dilihat pada Tabel

30 Tabel 25. Hasil Perhitungan Desain Tiang Group Tipe No tiang X y x 2 y 2 P (kn) N Qu Q/tiang Kesimpulan P ,28 0 0, , ,441 Aman 2 0 0,47 0 0,2209 Jumlah 0 0,2993 P4 P8 P9 0,375 0,375 0, , ,375 0,375 0, , jumlah 0, , ,75 0,65 0,5625 0, ,65 0 0,4225-0,75 0,65 0,5625 0,4225 0, , , , ,75-0,65 0,5625 0, ,65 0 0,4225-0,75-0,65 0,5625 0,4225 jumlah 2, ,535 0,75 0,75 0,5625 0, ,75 0 0,5625-0,75 0,75 0,5625 0,5625 0,75 0 0, ,75 0 0, ,75-0,75 0,5625 0, ,75 0 0,5625-0,75-0,75 0,5625 0,5625 jumlah 3,375 3, ,25 976,441 Aman , ,441 Aman , ,441 Aman Perhitungan nilai kapasitas desain tiang group telah dilakukan berdasarkan SNI , dapat dilihat bahwa nilai Qu pada setiap pile caps lebih kecil dari Q/tiang sehingga dinyatakan aman dan dapat dilanjutkan ke perhitungan tulangan geser dan lentur. B. Gaya geser pile caps Qu = = 832 kn Tegangan geser yang mampu dipikul oleh beton : Vc = fc.b.d/6 Vc = 28, /6 Vc = 213,16 kn Cek Vu < 0,6 Vc = 832 < (0,6). (213,6) kn = 832 kn > 127,86 kn Kondisi Vu > 0,6 Vc maka diperlukan tulangan geser Vs = Vn Vc 62

31 Vs = (832/0,6) 213,16 kn = 1173,5 kn Dipakai tulangan D 13 Av = 2.(0,25).3, = 265,33 s Av.fy.d = Vs = 265, = 37 mm Dipakai tulangan geser D Hasil perhitungan gaya geser 1 arah pada masing masing tipe pile caps dapat dilihat pada Tabel 26. Tipe Tabel 26. Hasil Perhitungan Gaya Geser 1 Arah n tiang 0,6Vc (N) Vu (N) Keterangan s perlu (mm) s eksisting P , perlu tulangan geser 36, P , perlu tulangan geser 69, P , perlu tulangan geser 110, P , tidak perlu tulangan geser P , tidak perlu tulangan geser Perhitungan gaya geser satu arah telah dilakukan berdasarkan SNI , dapat dilihat bahwa tulangan geser tidak diperlukan pada pile caps tipe P8 dan P9 karena nilai 0,6 Vc lebih besar dari Vu, Tulangan geser pada pile caps tipe P1 dan P2 membutuhkan tulangan geser namun jarak tulangan geser yang terpasang lebih besar dari yang diperlukan sehingga dinyatakan tidak aman. C. Gaya geser 2 arah Vu = 1314 kn Penampang kritis (bo) bo = (4.(0,25 + 0,4)) = 2,6 m Nilai Vc diambil yang terkecil dari tiga persamaan berikut dengan nilai βc sebesar 1,5 dan αs sebesar 40. Vc = (1 + 2 ) fc.bo.d βc 6 αs.d Vc = ( + 2) fc.bo.d bo 12 = 2155,3512 N = 3764,2 kn Vc = fc.bo.d 3 = 1847,45 kn 63

32 Tipe Dipakai nilai Vc terkecil yaitu 1847,45 kn Cek Vu < 0,6 Vc 814 kn < 0,6. (1847,45) kn 814 kn < 1108,5 kn Nilai Vu < 0,6.Vc sehingga tidak memerlukan tulangan geser Dipakai D Hasil perhitungan gaya geser dua arah dapat dilihat pada Tabel 27. Tabel 27. Hasil Perhitungan Gaya Geser Dua Arah Vu (kn) bo (m) Vc (kn) Kontrol Sperlu (mm) s eksisting P ,6 2155, , ,44388 tidak perlu tulangan geser P ,6 2155, , ,44388 tidak perlu tulangan geser P , , , tidak perlu tulangan geser P , , , tidak perlu tulangan geser P , , , tidak perlu tulangan geser Perhitungan tulangan geser 2 arah pada setiap tipe pile caps tidak memerlukan tulangan geser namun pada kondisi eksisting terpasang tulangan geser sehingga tulangan geser pile caps pada perhitungan gaya geser 2 arah dinyatakan aman. D. Penulangan lentur pile caps Penulangan lentur pilecaps direncanakan dengan menentukan momen maksimum dari arah x atau y. Mu = Nmm ρ min = 1,4/fy = 1,4/400 = 0,0035 K = Mu øbd 2 = , = 1,06 N/mm2 = 1,06 MPa m = fy = 400 0,85.fc ρ perlu = 1 m 0,85.28,4 = 16,6 (1-1 2mK fy ) ρ perlu = 1 2,16,6.1,06 (1-1 ) 16,6 400 ρ perlud = 0,0027 ρ perlu > ρ min maka dipakai ρ min = 0,

33 Ast = ρ perlu.b.d = 0, = 840 mm 2 Digunakan tulangan ulir diameter 13 mm As = ¼.π.d 2 = ¼.3, = 132,665 mm 2 n = Ast As = ,665 = 6,33 ~ 7 buah Jumlah tulangan tarik lapangan terpasang 7 buah Karena A st perlu < A st terpasang maka dinyatakan aman (OK)! Periksa luas tulangan tekan : As = ,665 mm 2 As = 530,66 mm 2 n = 3 buah Periksa tulangan leleh atau belum ρ = As b.d ρ = 530, ρ = 0,00221 ρ = As b.d ρ = 928, ρ = 0,0038 Cek apakah ρ ρ > 0,85.β. fc fy. d d.( fy ) 0, < 0, Tulangan belum leleh Cek kapasitas penampang : 65

34 (0,85.fc..b)a 2 + (600 As As.fy)a (600.As. β 1.d ) = a a = 0 Diperoleh nilai a = 32,45 mm fs'= 600( 1 β.d a ) = 185,766 MPa Mn aktual = 0,85fc.a.b(d a/2) + As.fs (d a/2) Mn = 0,85.28,4.32,45.600(400 32,45/2) + 530,66.185,766.(400 32,45/2) = ,6 Nmm > Nmm Hasil perhitungan tulangan tarik masing masing tipe pile caps dapat dilihat pada Tabel 28, sedangkan momen nominal pile caps pada tulangan tekan dapat dilihat pada Tabel 29. Tabel 28. Hasil Perhitungan Tulangan Tarik Pile caps Tipe b h D D Mn N perlu n eksisting P , P , P , P , P , Tabel 29. Hasil Perhitungan Momen Nominal Tulangan Tekan Pile caps Tipe b H d D' n'pakai Mn' P ,6 P ,7 P ,2 P P Perhitungan tulangan lentur dan nilai momen nominal tulangan tekan telah dilakukan berdasarkan SNI , dapat dilihat bahwa pada pile caps tipe P4, P8, P9 jumlah tulangan perlu lebih besar dari tulangan eksisting dan nilai momen tekan nominal pada pilecaps tipe P4 tidak melebihi momen tekan perlu sehingga dinyatakan tidak aman Evaluasi Struktur Evaluasi dan analisis struktur dilaksanakan dengan membandingkan antara perhitungan dengan kondisi eksisting di lapangan. Data perhitungan disesuaikan dengan data yang didapat dari As built drawing dari PT. Fajar Adhikarya. Data yang disesuaikan adalah mutu material, dimensi, dan jenis tulangan, dengan menggunakan data tersebut perhitungan dilakukan untuk mendapatkan jumlah tulangan sebagai parameter evaluasi terhadap kondisi eksisting. 66

35 Perhitungan gaya dalam dilakukan dengan menggunakan bantuan program SAP 2000 versi 14 dengan pembebanan yang mengacu pada PPIUG 1983 dan kombinasi pembebanan menurut SNI tentang peraturan perencanaan beton bertulang. Perhitungan analisis gempa mengacu pada SNI tentang perencanaan bangunan tahan gempa, pada perencanaan perpustakaan Agrotropika perhitungan gempa dilakukan dengan metode dinamik respon spektrum karena bentuk bangunan yang tidak beraturan dan tidak berbentuk segiempat sesuai yang disyaratkan SNI Evaluasi Balok Hasil rekapitulasi kebutuhan tulangan balok dapat dilihat pada Tabel 17. Luas tulangan yang diperlukan tergantung dari besarnya momen yang menimpa balok tersebut. Semakin besar momen yang menimpa struktur tersebut maka luas tulangan yang dibutuhkan semakin besar. Tulangan lentur didesain dengan dua kondisi yaitu kondisi lapangan dan kondisi tumpuan. Perhitungan tulangan tarik pada perencanaan balok memiliki perbedaan terbesar mencapai 166%. Balok balok yang memiliki jumlah tulangan perlu lebih dari kondisi eksisting yaitu balok B1, B2, B8. Pemakaian tulangan geser diperlukan apabila kuat geser nominal beton tidak mampu menahan besarnya gaya geser yang terjadi pada balok. Tulangan geser didesain dengan dua kondisi yaitu kondisi tumpuan dan lapangan seperti pada Tabel 18. Hasil perhitungan tulangan geser perlu yang melebihi kondisi eksisting, yaitu balok B6, B8, dan B9, pada balok B6 jarak tulangan geser perlu 89 mm namun pada kondisi eksisting tulangan geser dipasang dengan jarak 150 mm hal ini telah melebihi jarak maksimal yang ditentukan oleh SNI , dalam mendesain tulangan geser yaitu jarak maksimal harus setengah dari tinggi balok. Jarak 150 mm digunakan pada kondisi eksisting dikarenakan jarak 89 mm sulit diaplikasikan di lapangan. Hasil analisa gaya dalam pada SAP 2000 versi 14 menunjukkan bahwa momen torsi yang terjadi tidak melebihi nilai momen torsi nominal pada setiap balok beton dapat dilihat pada Tabel 19 sehingga tidak diperlukan tulangan torsi, namun pada kondisi eksisting tulangan torsi dipasang dua buah pada masing masing balok karena pemasangan tulangan tersebut dapat menambah luas tulangan pada balok sehingga dapat menambah daya dukung struktur dari sisi lain baik lentur maupun geser Evaluasi Kolom Tulangan lentur kolom yang dibutuhkan tergantung dari besarnya rasio tulangan, sedangkan nilai rasio tulangan didapat dengan cara memplotkan sumbu horizontal dan vertikal pada grafik perencanaan. Perencanaan juga dapat dilakukan dengan cara menentukan nilai eksentrisitas ultimate ke diagram interaksi yang mewakili kombinasi nilai momen nominal dan beban aksial nominal yang dimiliki beton. Evaluasi jumlah tulangan lentur pada arah sumbu x dan sumbu y menggunakan grafik perencanaan dapat dilihat pada Tabel 20 dan Tabel 21. Penulangan lentur yang tidak sesuai dengan perencana hanya pada kolom tipe K4 pada arah sumbu y, nilai rasio tulangan yang dibutuhkan melebihi rasio tulangan maksimum yang disyaratkan oleh SNI yaitu 8%, hal ini dikarenakan dimensi kolom tipe K4 ini terlalu kecil sehingga nilai rasio tulangan yang dibutuhkan melebihi yang diizinkan. Perencanaan tulangan geser pada kolom dapat dilihat pada Tabel 22 dan Tabel 23, dapat dilihat bahwa nilai gaya geser ultimate kolom tidak melebihi gaya geser yang dimiliki beton 67

36 sehingga kolom tidak memerlukan tulangan geser, namun pada kondisi eksisting dipasang tulangan geser diameter 10 mm dengan jarak 150 mm Evaluasi Pelat Pelat direncanakan dengan motode koefisien momen dengan analisis dua arah, pembagian tipe pelat didasarkan dimensi terpanjang arah x dan arah y. Hasil perhitungan tulangan pelat lantai dapat dilihat pada Tabel 12, dapat dilihat bahwa pada pelat tipe N, O, P jarak yang diperhitungkan tidak sesuai dengan kondisi eksisting. Tulangan wiremesh yang terpasang memiliki jarak 150 mm arah x dan arah y, sedangkan menurut perhitungan tulangan N harus dipasang dengan jarak 120 mm arah x dan 130 mm arah y Evaluasi Pondasi Perencanaan pondasi didesain dengan mengefisiensikan gaya gaya yang menimpa suatu struktur yang diteruskan kedalam suatu pondasi. Hasil perhitungan pile caps membutuhkan penulangan geser, hal ini disebabkan gaya geser ultimate pondasi melebihi gaya geser nominal pile caps sehingga dibutuhkan tulangan geser pada pile caps. Hasil perhitungan kapasitas masing masing tiang dapat dilihat pada Tabel 24, dapat dilihat bahwa kapasitas tiang pada pile caps tipe P4 melebihi daya dukung tanah sehingga perhitungan tidak bisa dilanjutkan. Penulangan lentur pile caps dapat dilihat pada Tabel 28, dapat dilihat bahwa perhitungan yang tidak sesuai dengan perencana terdapat pada pile caps tipe P4, P8, dan P9 dikarenakan momen ultimate pile caps yang terlalu besar. 68