BAB V PERENCANAAN KONSTRUKSI

Transkripsi

1 BAB V PERENCANAAN KONSTRUKSI 5.. Peil Utama Sebagai Dasar Perhitungan Sebagai peil dasar pembuatan bendung Pegadis diambil dan diukur dari peil utama yang ada pada bendung Kaiti. Dari hasil pengukuran peil bendung Kaiti berkoordinat seperti yang telah diuraikan pada bagian hasil pengukuran topografi. BM X 8,79 Y - 776,973 Z + 79,555 Dari titik peil tersebut yang dipakai sebagai benchmark utama dalam pembangunan bendung Pegadis. Dasar pengambilan benchmark di bendung kaiti sebagai dasar utama kerena air dari bendung tersebut atau air dalam saluran suplesi kaiti-samo ada hubungan ketinggian dengan muka air bendung Pegadis. 5.. Perencanaan Hidrolis Bendung 5... Elevasi Mercu Bendung Elevasi mercu bendung untuk perencanaan bangunan bendung Pegadis menggunakan dasar dari data elevasi dari saluran suplesi Kaiti-Samo yaitu puncak dinding beton +78,705, dengan tinggi air maksimum diijinkan dalam saluran suplesi kaiti samo adalah 30 cm dibawah dinding cor beton berarti air paling tinggi dalam saluran adalah sedangkan elevasi dasar sungai didapat +75. Perhitungan elevasi bendung Pegadis: a. Elevasi saluran suplesi Kaiti-Samo +78,705 b. Kehilangan pada pintu inlet 0,0 m c. Kehilangan pada bangunan ukur 0,0 m d. Kehilangan pada pintu pengambilan 0,0 m e. Kehilangan oleh slope saluran 0,0 m f. Bertambah tinggi air pada saluran suplesi 0,0 m V-

2 g. Keamanan 0,095 m h. Elevasi mercu bendung +79,3 Dari data dan perhitungan di atas maka didapat data perencanaan :. Elevasi mercu bendung +79,3. Elevasi dasar sungai Tinggi mercu bendung 4,3 m 5... Lebar Efektif Bendung Karena adanya pilar dan bangunan pembilas, maka lebar total bendung tidak seluruhnya dapat dimanfaatkan untuk melewatkan debit yang ada. Jadi lebar efektif bendung lebih pendek dari lebar bendung yang sebenarnya. Persamaan lebar efektif bendung : B e B (n.k p + K a ).H Dimana : B e lebar efektif bendung (m) B lebar bendung (m) 33 m n jumlah pilar 3 K p koefisien kontraksi pilar 0,0 K a koefisien kontraksi pangkal bendung 0, H tinggi energi (m) Perhitungan : B B 3 B 0,7 m m B e B (n.k p + K a ).H 0,7 (* 0,0 + 0,) H 0,7 0,4H B e B (n.k p + K a ).H 0,7 ( * 0,0) H 0,7 0,04 H B e3 B (n.k p + K a ).H 0,7 ( * 0,0) H 0,7 0,04 H V-

3 B s 0,80 * 0,8 m B e B e + B e + B s ( 0,7 0,4H ) + * ( 0,7 0,04 H ) + 0,8 3,3 0,5 H Tinggi Muka Air Banjir di Atas Mercu Bendung Perhitungan tinggi muka air banjir di atas mercu menggunakan persamaan debit bendung dengan mercu bulat : Q Cd * * g * Be * H Dimana : Q Debit (m 3 /dtk) 80 m 3 /dtk Cd Koefisien debit (Cd C 0.C.C ) Direncanakan p/h,5 dan r 0.5 H, maka didapat H /r, dari tabel didapat nilai C Dimisalkan besar C dan C,33 Gambar 5.. Harga-harga koefisien C 0 fungsi H /r g Percepatan gravitasi 9,8 m/dtk B e Panjang mercu (m) 3,3 0,5 H H Tinggi energi diatas mercu (m) V-3

4 Perhitungan : 80,0,33* * 3 35,3 3,3H.5 *9,8 *(3,3 3-0,5H.5 0,5 H) *H Dengan cara coba-coba diperoleh H, m B e 6,8 0,46 H 3,3 0,5*, 30,76 m Dari hasil perhitungan di atas maka dapat ditentukan elevasi muka air banjir dan tinggi air di atas mercu yaitu : Elevasi muka air banjir elevasi mercu + H +79,3+, +80,4 Untuk menentukan tinggi air di atas mercu dapat dicari dengan persamaan : Hd H k Dimana :.5 v Q 80 k dengan v.364 m/dtk g B * H 30,76 *, e k,364 0,9 *9,8 m Jadi tinggi air di atas mercu adalah : Hd, 0,9 0,8 m Tinggi Muka Air Banjir di Hilir Bendung Diketahui : Debit banjir (Q) 80 m 3 /dtk Lebar rata-rata sungai 33 m Kemiringan sungai (I s ) 0.00 γ B (koefisien Bazin).5 Rumus Chezy : A (b + m h) h V c. R. I c 87 γ + B R V-4

5 P b + h m + R Q P A A * V Gambar 5.. Penampang di Hilir Bendung Perhitungan : A (b + m h) h ( *h)h 33h + 0.5h P b + h m *h 0, h A 33h + 0.5h R P h c + 87,5 33h + 0,5h 33 +,36h V c. R. I + 87,5 33h + 0,5h 33 +,36h 33h + 0,5h * 0, ,36h Q A * V V-5

6 Tabel 5.. Perhitungan h h (m) A (m) P (m) R (m) c V (m/dtk) Q (m3/dtk) (Sumber : Perhitungan ) Berdasarkan perhitungan pada tabel 5.. didapat h,47 m, maka : Elevasi dasar sungai +75 Elevasi muka air di hilir bendung +75 +,47 +77, Penentuan Dimensi Mercu Bulat Bendung untuk saluran suplesi Pegadis direncanakan menggunakan pasangan batu sehingga besar jari-jari mercu bendung (r) 0,H 0,7 H. maka diambil : r 0,5 H 0,5*,7 0,85 m Gambar 5.3. Jari-Jari Mercu Bendung Kolam Olak Penentuan Tipe Kolam Olak Tipe kolam olak yang akan direncanakan di sebelah hilir bangunan, bergantung pada energi yang masuk, yang dinyatakan dengan bilangan-bilangan Froude dan pada bahan konstruksi kolam olak, V-6

7 Dalam perhitungan kolam olak ini, direncanakan pada saat banjir dengan Q 50. untuk mengecek apakah diperlukan kolam olak atau tidak, maka perlu dicari nilai Froude (Fr). Persamaan : Fr v g * y Dimana : Fr bilangan Froude v kecepatan awal loncatan (m/dtk) g percepatan gravitasi 9,8 m/dtk y kedalaman air di awal loncat air (m) q debit per satuan lebar Perhitungan : z tinggi jatuh 79,3 77,5,8 m v * g (0,5H + z) y * 9,8(0,5*, +,8) 6,79 m/dtk q v Q v * 50 B e 80 0,383 m 6,79*30,76 q y * v 0,383 * 6,79,6 6,79 Fr 3,5 9,8* 0,383 y y kedalaman air di atas ambang ujung ( + 8* Fr ) 0,383 ( + 8*3,5 -),8 m Dari hasil perhitungan didapat Fr 3,5 < 4,5, maka berdasarkan KP 04, kolam olak direncanakan dengan kolam olak tipe Vlugter. V-7

8 5..6..Pendimensian Kolam Olak Perhitungan Kolam olak tipe Vlugter adalah sebagai berikut : q h c kedalaman kritis 3 g,6 h c 3 9,8 0,884 m z,8 0,884 h c,036 Untuk,0 < z 5 maka : h c t 3,0 h c + 0,z 3,0*0, ,*,8 5,83 m 6 m a 0,8* h h c z c 0,884 0,8 * 0,884 0,73 m 0,8 m,8 D R L z + t - H,8 + 6, 6,7 m +80,4 +79,3 +75 D R +75,4 +75,87 +73,4 +7,6 Gambar 5.4. Dimensi Kolam Olak V-8

9 5..7. Lantai Muka Perencanaan lantai muka bendung menggunakan garis kemiringan hidrolik. Garis gradien hidrolik ini digamhar dari hilir ke arah hulu dengan titik ujung hilir bendung sehagai permukaa dengan tekanan sebesar nol. Kemiringan garis hidrolik gradien disesuaikan dengan kemiringan yang diijinkan untuk suatu tanah dasar tertentu, yaitu menggunakan Creep Ratio (C). Untuk mencari panjang lantai depan hulu yang menentukan adalah beda tinggi energi terhesar dimana terjadi pada saat muka hanjir di hulu dan kosong di hilir, Garis hidrolik gradien akan membentuk sudut dengan bidang horisontal sebesar a, sehingga akan memotong muka air banjir di hulu. Proyeksi titik perpotongan tersebut ke arah horisontal (lantai hulu bendung) adalah titik ujung dari panjang lantai depan minimum. LV + (/ 3LH ) Persamaan : CL H Dimana : koefisien Lane C L L V L H panjang creep line vertikal (m) panjang creep line horizontal (m) H elevasi mercu bendung elevasi ambang kolam olak (+79,3) (73,4) 5,9 m Direncanakan panjang lantai muka 0 m. Tabel 5.. Panjang Rembesan Tanpa Lantai Muka Rembesan Titik Garis L V L H /3 L H Lx m m m m A 0 A - A.00 A A - A A3.7 A3 - A A4.77 A4 - A A5.77 V-9

10 A5 - A A A6 - A A A7 - A A A8 - A A9 5.3 A9 - A A A0 - A 4.00 A 9.73 A - B B.07 B - C.50 C.57 C - D D 3.3 D - E.0 E 4.33 E - F F 5.33 F - G 0.99 G 6.3 G - H H 7.77 H - I 0.99 I 8.76 I - J J 9.6 J - K 4.00 K 3.6 Jumlah (Sumber : Perhitungan ) Panjang rayapan menurut Lane : L Lane H * C Lane 5,9 *,8 0,6 m Panjang lantai yang sudah ada : L Ada L + / 3L ) V ( H 5,98+ 7,8 3,6 m 5,98 + 7,8 C L 3,94 > C Lsyarat,8 (aman!!) 5,9 V-0

11 Dari hasil perhitungan di atas maka,l Ada 3,6m L Lane 0,6 m.berdasarkan hasil perhitungan tersebut berarti panjang lantai muka memenuhi syarat terhadap rayapan. Karena ketinggian bendung yang mencapai 4,3 m < 4m, maka dilakukan peninggian lantai depan (Mawardi dkk, 00 ) untuk meningkatkan stabilitas bendung terhadap guling yaitu setinggi,5 m sehingga : p 4,3,5,8 m p syarat 4 m Tebal Lantai Kolam Olak Untuk menentukan tebal lantai kolam olak harus ditinjau pada kondisi yaitu kondisi air normal dan kondisi air banjir. Persamaan : t * γ pas s( P x Wx ) Dimana : t tebal lantai kolam olak (m) s faktor keamanan,5 untuk kondisi air normal,5 untuk kondisi air banjir Wx kedalaman air pada titik x (m) γ pas berat jenis pasangan batu kali, T/m Px uplift pressure Lx ( H x ( * H )) * γ w (T/m ) L H x tinggi muka air di hulu bendung diukur dari titik x (m) H perbedaan tinggi tekan di hulu dan di hilir bendung (m) L x panjang creep line sampai titik x (m) 6,5 m L panjang creep line total (m) 3,6 m V-

12 Perhitungan : Kondisi air normal H x +79,3 70, 9, m H 6,7 m Wx 0 Lx Px ( H x ( * H )) * γ w L 6,3 (9, - ( * 6,7))* 3,5 T/m 3,6 t * γ pas s( P x Wx ),5 *,,5 ( 3,5 0) 5,5 m 5,5 m (aman!!!) Kondisi air banjir H x +80,4 70, 0,3 m H 7,8 m Wx y 0,383 m Lx Px ( H x ( * H )) * γ w L 6,3 (0,3 - ( * 7,8)) * 3,83 T/m 3,46 t * γ pas s( P x Wx ),5 *,,5 ( 3,83 0,383) 5,5 m 4,3 m (aman!!!) V-

13 +80,4 +79,3 +75,4 +75,87 A A4 +75 A5 A8 A9 A A3 A6 A7 A0 +73,4 +7,6 K A B C D G H E F I J Gambar 5.5. Bendung Dengan Peninggian Lantai Depan V-3

14 5..9. Tinjauan Terhadap Gerusan Tinjauan terhadap gerusan digunakanuntuk menentukan tinggi dinding halang (koperan) di ujung hilir bendung. Untuk menghitung kedalaman gerusan digunakan metode Lacey. Persamaan : Q / 3 R 0,47( ) f Dimana : R kedalaman gerusan (m) Q debit outflow 80 (m 3 /dtk) f faktor lumpur Lacey,76 (Dm) 0,5 Dm diameter rata-rata material Perhitungan : A Be*Hd 30,76*0,8 4,96 m V rata-rata Q/A 80 / 4,96 3, m/dtk Untuk menghitung turbulensi dan aliran yang tidak stabil, R ditambah,5 nya lagi (data empiris). Tebal lapisan pasangan batu kosong sebaiknya diambil sampai 3 kali d 40 dicari dari kecepatan rata-rata aliran dengan bantuan Gambar 5.7. Gambar 5.7 dapat dipakai untuk menentukan d 40 dari campuran pasangan batu kosong dari kecepatan rata-rata selama terjadi debit rencana diatas ambang bangunan. Untuk menentukan Dm dapat dilihat dari grafik berikut : V-4

15 Gambar 5.6. Grafik Untuk Menentukan Dm Dari grafik di atas didapat Dm 0,4 m f,76 (Dm) 0,5,76 *(0,4) 0,5,3 Q / 3 R 0,47( ) f 80 /3 0,47( ),954 m,3 Dengan angka keamanan S,5 maka : R,5 *,954,93 m Berdasarkan perhitungan kedalaman gerusan maka bila dibandingkan, kedalaman pondasi bendung 4 m >,93 m, sehingga konstruksi aman terhadap gerusan. Tebal lapisan batu kosong : 3 x d 40 3 x 0,4, m Panjang apron 4 (,93,47),844 m V-5

16 5..0. Tinjauan Terhadap Backwater Perhitungan backwater bertujuan untuk mengetahui besar pengaruh yang disebabkan oleh peninggian muka air pada bagian hulu akibat pembangunan bendung sehingga dapat ditentukan tinggi tanggul yang harus dibuat. Persamaan : v v z + y + z + y + + hf g g Dimana : z Ketinggian dasar saluran dari garis referensi y Kedalaman air dari dasar saluran V Kecepatan rata-rata g Percepatan gravitasi hf Kehilangan energi karena gesekan dasar saluran V /g H hf Sf. x V /g H ZSo. X X Gambar 5.7. Definisi profil muka air v v z + y + y + + g g hf E E E + S 0 X E + S f X atau E X S 0 E S f V-6

17 Dimana : Q Sf c A R A (B + m y) y V c. R. I c 87 γ + B R R P A P B + y m + Diketahui : γ B.5 H 5,4 m B rata-rata 33 m S 0 0,057 m Q 80 m 3 /dtk Elevasi dasar bendung +75 Elevasi muka air bendung +80,4 Perhitungan : Q A * c * R So (B + m y) y* + 87,5 5y + y 5 +,88y 5y + y * ( ) y *So / V-7

18 80 (B + m y) y* + 87,5 5y + y 5 +,88y 5y + y * ( ) * (0,57) / y error : Berikut adalah tabel perhitungan kedalaman normal dengan cara trial and Tabel 5.3. Perhitungan Kedalaman Normal (y n ) y A P R V Q c (m) (m) (m) (m) (m/dtk) (m3/dtk) ( Sumber : Perhitungan ) Dari hasil perhitungan di atas maka didapat y n H 0,79 m. Q (B + m * y y c 3 n ) 3 g *(B + m * y ) n 80 (5 + y 3 n 3 9,8*(5 + y n ) ),05 m Dari hasil perhitungan maka didapat. y c > y n berarti tipe aliran adalah superkritis. Berikut ini adalah tabel perhitungan panjang pengaruh backwater akibat pembangunan bendung di sungai pegadis. Tabel 5.4. Perhitungan Backwater h A P R c V E E - E Sf Sf So - Sf x x m m m m m/dtk m m m E E E E E E E E E E E (Sumber : Perhitungan ) V-8

19 Dari perhitungan di atas maka didapat panjang pengaruh backwater sepanjang 557,4 m. Untuk mengantisipasi pengaruh backwater maka perlu di analisis apakah sungai membutuhkan tanggul. Dilihat dari topografi, sungai Pegadis semakin ke hulu maka tebing sungai menjadi semakin tinggi. Maka berdasarkan hal itu, tebing sungai dapat digunakan sebagai tanggul untuk menahan tinggi air akibat pengaruh backwater Perencanaan Bangunan Pelengkap Perencanaan Pintu Pengambilan Pintu intake harus mampu mengalirkan air minimal Q 0,40 m³ /dt. Kapasitas pengambilan harus sekurang-kurangnya 0% dari kebutuhan pengambilan guna menambah fleksibilitas dan agar dapat memenuhi kebutuhan yang lebh tinggi selama umur proyek. Persamaan : Qn µ. a. b.. g. z Dimana : Qn debit rencana (m 3 /dtk) µ koefisien debit 0,8 (untuk bukaan di bawah permukaan air dengan kehilangan tinggi energi) a tinggi bukaan b lebar bukaan z kehilangan energi pada bukaan antara 0,5 0,30 diambil 0,0 g percepatan gravitasi 9,8 m/dtk Perhitungan : b 0,6 µ 0,8 z 0, Qn 0,8*a*0,6 *9,8*0, 0,48 0,9508 a ; a 0,5 m V-9

20 Dimensi balok pintu pengambilan. Dimensi balok pengambilan sebagai berikut : Lebar pintu 0,6 Lebar teoritis 0,6 + (*0,) 0,8 Tebal papan kayu 0,0 m Berat jenis kayu 80 kg/cm γ w ton/m 3 0,00 kg/cm 3 +80, +79,3 +78,6 P P 0, +79, 0,5 Gambar 5.8. Pintu Pengambilan P hi x γ w,4 x,4 t/m P h x γ w 0,6 x 0,6 t/m P P + P x H,4+ 0,6 x 0, 0,0 t/m,0 kg/cm Momen yang timbul /8 x q x l /8 x,0 x ,5 kgcm V-0

21 W (momen kelembaman) /6 x t x h Dimana h adalah lebar kayu yang ditinjau yaitu 0 cm : w /6 x t x 0 3,33 t Mentukan tebal pintu M P W 904,5kgcm 80 3,33t 66,4 t 904,5 t,84 5 cm Sehingga ukuran kayu yang digunakan 5/0 Ukuran stang pengangkat pintu lebar pintu 0,8 m diameter (d) 3 cm tinggi pintu (hp) m F stang ¼ x π x d ¼ x 3,4 x 3 7,065 cm Momen inersia ( I ) /64 x π x d 4 /64 x 3,4 x 3 4 3,974 cm Tekanan (P) hi x γ w,4 x kg (P) h x γ w Tekanan air 0,6 x kg ½ x (P+P) x (lebar pintu x h pintu) x γ w ½ x (40+600) x (0,8 x ) x,0 804kg V-

22 Gaya pintu ke atas. Berat stang F stang x (h pintu) x berat jenis baja 0, x x ,505 kg Berat daun pintu h pintu x l pintu x t pintu x berat jenis baja x 0,8 x 0,08 x 800 5, kg Berat sambungan 0% x berat 0% x 5, kg 0,4 kg Berat total pintu (G) 5, , + 0,4 66,9505 kg Koefisien gesek baja alur dengan pintu (f) 0,4 Gaya gesek 0,4 x tekanan air 0,4 x 804 3,6 kg Berat total pintu 66,9505 kg Gaya gesek 3,6 kg Total (G) G + gaya gesek 66,9505 kg + 3,6 kg 388,55 kg Kontrol terhadap tegangan (σ) σ Gp int u σ baja 400 kg/cm Fs tan g 388,55 kg 400kg / cm 7,065cm 54,996 < 400 kg/cm 3 ( Aman ) V-

23 Gambar 5.9 Detail stang pengangkat pintu pengambilan Akibat Gaya tekan pintu bergerak turun Jumlah gaya (PK) ( Gaya Gesek G) (3,6-66,9505) 45,65 kg. E. I Rumus Euler PK π I. K Dimana : E baja, x 0 6 kg/cm I momen inersia x 3,974 7,948 cm 4 LK panjang tekuk 0,5 x L x 0,5 x,5 x,76 m Kontrol terhadap gaya tekuk : PK. LK I < I 7,948 cm 4 π. E 45,65 x 76 < I 7,948 cm 4 6 (3,4).,.0 0,367 cm 4 < 7,948 cm 4 (Aman) V-3

24 5.3.. Perencanaan kantong Lumpur Perencanaan dimensi kantong Lumpur didasarkan atas kebutuhan untuk mengalirkan debit rencana dan penampungan sediment dalam jangka waktu dan kapasitas tertentu, yaitu saluran pebawa diatas dan kantong Lumpur dibagian bawahnya. Perhitungan: Q (Debit) 0 % x 0,4 m 3 /dtk 0,48 m 3 /dtk M (Kemiringan talud) : Vn (Kecepatan aliran) 0,6 m/dtk Pada suhu 0ºC dengan diameter butiran (Ø) 0,07 mm, maka kecepatan endap (w) 0,004 m/dtk (KP 0, hal. 43) Direncanakan : b 0,6 m Rumus : Qn An Vn 0,48 0,6 0,8 m An (b+mh)h 0,8 (0,6+h)h Maka didapatkan h 0,65 m P b + h ( + m) 0,6 +. 0,65 3,838 m An 0,8 R P 3, 838 0,08 m Vn Ks. R/3. In/ Dimana Ks adalah koefisien kekasaran strikler, pasangan batu 60 Vn In ( ) Ks.R / 3 0,6 ( ) 60.0,08 / 3 0,0008 Jadi dimensi saluran induk kantong Lumpur : Qn 0,48 m3/dtk ; Hn 0,65 m ; m Vn 0,6 m/dtk ; k 60 ; w 0,04 B 0,6 m ; In 0,0008 V-4

25 Perhitungan kemiringan kantong Lumpur : Direncanakan ; Vs, m/dtk Langkah perhitungan : As (Qs/Vs) (0,48 /,) 0,8 m Hs (As/b) ( 0,4 / 0,6) 0,66 m Ps (b +. hs) ( 0,6 +. 0,66),9 m Rs (As/Ps) (0,4 /,9) 0,08 m Vs Ks. Rs/3. Is/ Vs, Is ( / 3 Ks.Rs ) ( / ,08 ) Is 0,0034 Agar pengambilan dapat berjalan dengan baik, maka kecepatan aliran harus tetap subkritis atau Fr Fr Vs g. hs, 9,8.0,66 0,47.. (oke) Gambar 5.0 Potongan melintang kantong lumpur Perhitungan volume kantong Lumpur Karena tidak ada data pengukuran sediment, maka berdasarkan KP-0 dapat diambil besarnya sediment yang harus diendapkan 0,5 dari volume air yang mengalir melalui kantong Lumpur. Dianjurkan pula bahwa sebagian besar ( 60%-70%) dari pasir halus atau partikel dengan diameter 0,06-0,07 mm terendapkan. V-5

26 Volune Qn. (0,5/000) T ,48 (5/000) ,5 m 3 Dimana T : periode waktu pembilasan satu minggu sekali. Perhitungan panjang kantong Lumpur hn : w L Vn hn 0,65 m Vn 0,6 m 3 /dtk Pada suhu 0ºC dengan diameter butiran (Ø) 0,07 mm, maka kecepatan endap (w) 0,004 m/dtk (KP 0, hal. 43) hn L 0,65 : : L ; sehingga didapat L 97,5 m w Vn 0,004 0, 6 In 0, ,3 +79,4 0,6 m +78,8 0,5 m Is 0, ,48 0,6 m Gambar 5. Potongan memanjang kantong lumpur Perhitungan pintu penguras kantong Lumpur Direncanakan : - lebar pintu 0,6 m - tinggi pintu,6 m - Pintu ditinjau setinggi cm - P kayu 80 kg/cm 3 - γw ton/m3 0,00 kg/cm 3 V-6

27 Tekanan hidrostatis pada pintu : P hi x γw 60 x 0,00 0,6 kg/cm P h x γw 57 x 0,00 0,057 kg/cm P,6 + 0,57,7 kg/cm Ditinjau kayu setebal cm dibagian bawah : q 0, 7 kg/cm. cm 0, 7 kg/cm Momen yang timbul akibat tekanan air : M /8. q l /8. 0, ,4 kgcm M 694,4 σ ; b cm W / 6. b. t ,4 6 t 7, cm 0 cm 80 Gaya pintu ke atas Direncanakan diameter stang (d) 5 cm F stang ¼ x π x d ¼ x 3,4 x 5 9,65 cm Momen inersia ( I ) /64 x π x d 4 /64 x 3,4 x ,66 cm Untuk seluruh lebar pintu, saat pintu bergerak ke atas : Tekanan air + sedimen p 0,5. γw. hp + 0,5. γs. hp 0,5..,6 + 0,5 (,6-).,6,048 ton Berat stang F stang x h pintu x berat jenis baja 0, x x ,507 kg Koefisien gesek baja alur dengan pintu (f) 0,4 V-7

28 Gaya gesek 0,4 x tekanan air 0,4 x,048 0,89 ton Berat daun pintu bpintu x h pintu x t pintu x berat jenis baja 0,6 x,6 x 0, x ,8 kg Berat sambungan 0% x berat 0% x 76,8 kg 5,36 kg Berat total pintu (G) berat pintu + berat penyambung + berat stang 76,8 kg + 5,36 kg + 5,507 kg 99,67 kg Kontrol terhadap tegangan (σ) Gpint u σ σ baja 400 kg/cm Fs tan g 99,67 9,65cm kg 400kg / cm 5,07 < 400 kg/cm 3 ( Aman) 4 Gambar 5..Detail stang pengangkat pembilas lumpur V-8

29 Gaya pintu ke bawah Berat total pintu (G) 99,67 kg Gaya angkat pintu b. hp. t. γw 0,6.,6. 0, kg Gaya pada stang (G) gaya angkat pintu + gaya gesek 96 kg + 89, kg 95, kg Tekanan ekstra ¼. (G-G) ¼.(85,53) 03,88 kg Jumlah gaya (PK) ( Gaya Gesek G) + tekanan ekstra (89, - 99,67)+ 03,88 kg 93,4 kg. E. I Rumus Euler PK π I. K Dimana : E baja, x 06 kg/cm I momen inersia 30,66 cm 4 LK panjang tekuk 0,5 x L x 0,5 x x 0,707 m Kontrol terhadap gaya tekuk : PK. LK I < I 30,66 cm 4 π. E 93,4 x 70,7 < I 7,948 cm 4 6 (3,4).,.0 0, cm4< 7,948 cm4 (Aman) Perhitungan saluran penguras Debit 0,48 m 3 /dtk Kecepatan aliran V, m/dtk Direncanakan ; b 0,6 m Kemiringan : V-9

30 Rumus : Q A V A 0,48, 0,4 m (b + mh)h 0,4 (0,6 + h)h Dengan dicoba-coba didapat harga h 0,4 m P b + h ( + m) 0,6 +. 0,4,73 m 0,4 R, 73 0,8 3, 838 0,3 m Vn Ks. R /3. In / Dimana Ks adalah koefisien kekasaran strikler, pasangan batu 60 Vn, In 3 ( Ks.R / ) / 3 ( 60.0,3 ) 0,008 Jadi dimensi saluran induk kantong Lumpur : Qn 0,48 m3/dtk ; Hn 0,4 m ; m Vn, m/dtk ; k 60 B 0,6 m ; In 0,008 V-30

31 Perencanaan pintu pembilas bendung Diketahui : Lebar pintu (b),5 m Tinggi pintu (H),5 m +80, +79,3 Muka Air Banjir Muka Air Normal 0,8 m 3,3 m P,5 m P Persamaan : Gambar 5.3. Pintu Bilas Bendung Qn m.. b. hkr g. hkr Perhitungan : Hkr /3 H,667 m hkr /3 H 0,833 m Qn,5,667 9,8 0, m 3 /dtk A (b+mh)h (,5*,5),5 0 m P b + x h (+m ),5 + x,5 () 8,57 m V-3

32 R A/P 0 m /8,57 m,667 V Q/A 0 / 0 m/dtk V (/n) x R /3 x I / (/0,03) x,667 /3 x I / 0,07 I / I 0,00036 Analisis Struktur Pintu Pembilas Bendung Perhitungan ukuran beban yang digunakan adalah sebagai berikut : - lebar pintu,5 m - lebar teoritis,5 + ( x 0,),7 m - Pintu ditinjau setinggi 0 cm - P kayu 80 kg/cm 3 - γ w ton/m 3 0,00 kg/cm 3 Tekanan hidrostatis pada pintu : P hi x γ w 3,3 x 3,3 t/m P h x γ w,50 x,5 t/m P P + P x H 3,3+,5 x 0, 0,58 t/m 5,8 kg/cm Momen yang timbul /8 x q x l /8 x 5,8 x ,65 kgcm W (momen kelembaman) /6 x t x h Dimana h adalah lebar kayu yang ditinjau yaitu 0 cm : w /6 x t x 0 3,333 t V-3

33 M P W Menentukan tebal pintu 6340,65kgcm 80 3,333t t 7,83 0 cm Sehingga ukuran kayu yang digunakan 0/0 Ukuran stang pengangkat pintu - lebar pintu (b),7 m - direncanakan diameter (d) 5 cm - tinggi pintu (hp) 3,33 m F stang ¼ x π x d ¼ x 3,4 x 5 9,65 cm Momen inersia ( I ) /64 x π x d 4 /64 x 3,4 x ,66 cm 4 Tekanan (P) hi x γ w 3,7 x kg (P) h x γ w Tekanan air 3,4 x kg ½ x (P+P) x (lebar pintu x h pintu) x γ w ½ x ( ) x (,5 x,5) x,0 0893,75 kg Akibat Gaya tekan pintu bergerak naik ke atas Berat stang x F stang x h pintu x berat jenis baja x 0, x,5 x ,5535 kg Berat daun pintu h pintu x l pintu x t pintu x berat jenis baja,5 x,5 x 0, x kg V-33

34 Berat sambungan 0% x berat daun pintu 0% x 300 kg 60 kg Berat total pintu (G) 7, ,55 kg Koefisien gesek baja alur dengan pintu (f) 0,4 Gaya gesek 0,4 x tekanan air 0,4 x 0893, ,5 kg Berat total pintu 387,55 kg Gaya gesek 4357,5 kg Total (G) G + gaya gesek 387,55 kg ,5 kg 4745,05 kg Control terhadap tegangan (σ) Gpint u σ σ baja 400 kg/cm Fs tan g 4745,05kg 400kg / cm.9,65cm 0,89 < 400 kg/cm 3 ( Aman ) Gambar 5.4 Detail stang pintu pembilas V-34

35 Akibat Gaya tekan pintu bergerak turun Jumlah gaya (PK) ( Gaya Gesek G) (4357,5-387,55 ) 3969,95 kg. E. I Rumus Euler PK π I. K Dimana : E baja, x 0 6 kg/cm I momen inersia x 30,66 cm 4 6,3 cm 4 LK panjang tekuk 0,5 x L x 0,5 x 4, x,89 m Kontrol terhadap gaya tekuk : PK. LK I < I 6,3 cm 4 π. E 3969,95 x 89 < I 6,3 cm 4 6 (3,4).,.0 6,04 cm 4 < 6,3 cm 4.(Aman) Perencanaan Jembatan Pelayanan Perencanaan Balok. Panjang bentang : 0 m Mutu beton rencana (f c) : 0 N/mm Tegangan leleh baja : 400 N/mm Perhitungan : Beban yang bekerja pada jembatan : Muatan berat sendiri (q) Muatan berat sendiri adalah berat balok induk, berat lantai dan berat pagar. Berat tiap m adalah sebagai berikut : qa 0,3 x 0,5 x,4 0,36 ton/m ( berat balok induk) qb 0,5 x,5 x,4 0,54 ton/m ( berat lantai) qc 00 kg/m 0, ton/m ( berat pagar) V-35

36 qd 0,05, ,05 kg/m (berat air hujan) q qa + qb + qc +qd 0,36 +0,54 +0, + 0,05,05 ton/m Muatan beban hidup (q) Muatan beban hidup adalah berat beban. Beban terberat diperkirakan adalah muatan orang berdiri penuh sepanjang jembatan besar beban dipakai standar umum yaitu 500kg/m. Dengan demikian beban /m adalah sebgai berikut: q 0,5 x, m 0,55 ton/m. jadi beban karekteristik total adalah : q total q + q,05 ton/m + 0,55 ton/m,6 ton/m 600 kg/m A B C D 0 M Gambar.5. Struktur jembatan a. Tentukan syarat-syarat tumpuan dan bentang teoritis. Balok bertumpu bebas ke pada A dan C, A menerus ke B dan C. Bentang teoritis seperti gambar berikut : b. Tentukan tinggi balok sehubungan dengan kriteria lendutan. Untuk bentang AB dan BC, α 0,085 l h α 5 0, h 340 mm 5 Direncanakan dimensi balok adalah 30/50, Jadi syarat memenuhi karena h 340 mm < 500 mm c. Beban karakteristik diberikan, dari dini diperoleh beban rencana : qd max γ q x q k max,5 x 600 kg/m 400 kg/m qd min γ q x q k min,5 x 050 kg/m 575 kg/m V-36

37 d. Menghitung reaksi perletakan dan periksa perletakan. Beban rencana maksimum adalah 400 kg/m. Momen dan reaksi perletakan adalah : Ra Rd ½ kg Rb ki Rc ka 5/ kg Rb ka Rc ki ½ kg Rb Rc 7000 kg Karena monolit dengan tumpuan, tidak perlu memeriksa perletakan. e. Menghitung Momen lentur yang menentukan (maksimum) Ma Md /30. qd. l / kgm Mab Mcd /0. qd. l / kgm Mb Mc /0. qd. l / kgm Mbc /4. qd. l / kgm f. Menghitung tulangan Anggap batang tulangan utama 0 mm dan sengkang 8 mm, maka : D h c - Ø sengkang ½ Ø tul. utama mm Momen lapangan pada batang AB BC : Md 4000 kgm d 457 mm ; z 0,95d 4,75 mm Md As 7,0 cm 70 mm f z ,75 s Momen tumpuan diujung A D ; Ma Mc 8000 kgm Ma 8000 As x ,3 mm Mab 4000 Momen tumpuan tengan B C kgm Mb 4000 As mm Mab 4000 Momen lapangan pada bentang Bc kgm Mbc 74 As ,5 mm Mab 4000 Kontrol. As max ω o max. b. d. 0 4 ; ω o max,90 V-37

38 ,9. 0,3. 0, mm Semua As terhitung As < As maks ; 70 < OK As min ω o min. b. d. 0 4 ; ω o min 0, 0,. 0,3. 0, mm Semua As terhitung As > As min ; 573,3 > 74.. OK Pilih tulangan Tulangan tumpuan A dan D As 573,3 mm pilih Ø 759 mm Tulangan lapangan AB dan CD As 70 mm pilih 5 Ø 899 mm Tulangan tumpuan B dan C ; As3 70 mm pilih 5 Ø 899 mm Bentang BC As4 8,5 mm pilih 4 Ø 59,76 mm g. Tulangan Geser Beton c 0 ; K 5 τ vd Gaya lintang maksimum reaksi perletakan. Gaya lintang maksimum reaksi perletakan A dan D v d τ vd b. d 00 0,9 N/mm 0,3 0,475 τ 0,6 N/mm τ 5 N/mm τ vd 0,9 N/mm τ < τ < τ vd perlu diberi tulangan geser Gaya lintang maksimum reaksi perletakan B (kiri) dan C (kanan) v d τ vd b. d 500,8 N/mm 30 4,75 Gaya lintang maksimum reaksi perletakan B (kanan) dan C (kiri) v d τ vd b. d 00 0,94 N/mm 30 4,75 V-38

39 τ 0,6 N/mm τ 5 N/mm τ vd 0,94 N/mm τ < τ < τ vd perlu diberi tulangan geser Tentukan panjang y dimana τ vd > τ, dan hitung tulangan geser. Akan dipilih tukangan dasar yang terdiri dari sengkang Ø8 50 dengan sengkan tambahan pada tumpuan bila perlu. Untuk A dan D : V y d V q d V τ. b. d 0,6 x 300 x 4, ,05 N Vd V , ,95 kg 43990,95 y,83 m 4000 Maka sengkang berfungsi sebagai tulangan geser sepanjang,83 m. tulangan dasar yang dipasang adalah Ø8 50. As sengk z fs τ sengk b.d.000 Ø mm z 0,95 d 4,75 mm fs 330 N/mm 40 4, τ sengk 0,409 N/cm τ + τ sengk 0,6 + 0,409 6,409 V + Vsengk (τ + τ sengk ) b.d,009 x 300 x 4, N Vd (V + Vsengk) N Sengkang yang dipakai Ø8 50 Untuk tumpuan B (kiri) dan C (kanan) V τ. b. d 0,6 x 300 x 4, ,05 N Vd V , ,95 kg V-39

40 73990,95 y 3,08 m 4000 Maka sengkang berfungsi sebagai tulangan geser sepanjang 3,08 m. tulangan dasar yang dipasang adalah Ø8 50. As sengk z fs τ sengk b.d.000 Ø mm z 0,95 d 4,75 mm fs 330 N/mm 40 4, τ sengk 0,409 N/mm τ + τ sengk 0,6 + 0,409,009 V + Vsengk (τ + τ sengk ) b.d,009 x 300 x 4, N Vd (V + Vsengk) N 037 y 0,98 m 4000 Sengkang tambahan hrus dipasang sepanjang jarak 0,98 m. Bila dipasang sengkang Ø8 50 maka : 50 τ sengk 0,409 0,68 N/mm 50 τ + τ sengk 0,6 + 0,68,8 N/mm > 0,9 N/mm Sengkang yang dipakai Ø8 50 Untuk tumpuan B (kanan) dan C (kiri) V τ. b. d 0,6 x 300 x 4, ,05 N Vd V , ,95 kg 43990,95 y,83 m 4000 Maka sengkang berfungsi sebagai tulangan geser sepanjang,83 m. tulangan dasar yang dipasang adalah Ø8 50. As sengk z fs τ sengk b.d.000 Ø mm V-40

41 z 0,95 d 4,75 mm fs 330 N/mm 40 4, τ sengk 0,409 N/mm τ + τ sengk 0,6 + 0,409,009 V + Vsengk (τ + τ sengk ) b.d,009 x 300 x 4, N Vd (V + Vsengk) N 50 τ sengk 0,409 0,68 N/mm 50 τ + τ sengk 0,6 + 0,409,009 N/mm > 0,9 N/mm Sengkang yang dipakai Ø Tulangan Tumpuan A dan D Tulangan Lapangan AB dan CD Tulangan Tumpuan B dan C Tulangan Lapangan BC Gambar 5.6. Tulangan Pada Balok Perhitungan Pelat lantai Pembebanan pelat lantai Beban pada lantai adalah beban hidup dan beban berat sendiri, beban hidup q 500 kg/m, beban mati ( tanpa balok) q 0,69 to/m Beban terfaktor mengacu pada SKNI T.5 99 qd, Wd +,6 Wl, 690 +, kgm 680 N/m V-4

42 Direncanakan : Tebal pelat 0 mm Lebar 600 mm Pelat tertumpu kantilever pada balok. a. Bentang kantilever teoritis a 0 mm l L + a/ / 660 mm b. Periksa tebal pelat yang dipilih berhubungan dengan lendutan : α. l 30 ; h 0 mm h ; l 660mm α,4 (untuk kantilever), , 30 tebal pelat memadai. 0 c. Menentukan momen lentur yang maksimum Momen lentur yang terjadi pada ujung yang terjepit penuh adalah : Md ½. qd. l Md ½ ,660 3,545 knm d. Hitung tulangan ; h 0 mm c 5 (lingkungan basah) Ø 0 diameter anggapan untuk batang tulangan utama h d + ½ tul. Utama +c d mm Md 3,545 knm 3, kgmm fs 3300 kg/mm e. Tulangan Geser Beton c 0 ; z 0,85 d As Md fs.0,95d 6 3, , ,44mm ω o 00 57,44 0, V-4

43 ω min 0, ; ω max,5 ω min < ω o < ω max f. Pilih tulangan Tulangan utama As 57,44 mm ; pilih Ø 0 50 Tulangan pembagi : 0% dari As 57,44mm 5,58 mm ; pilih Ø Gambar 5.7. Penulangan Pelat Lantai Perencanaan Tiang Sandaran. Tinggi tiang sandaran m Jarak tiap tiang 3 m Profil sandaran Pipa baja Ø 76,3 mm W 3,9 cm Beban mati Vertikal (G) 6,8 kg/m (berat sendiri sandaran) Beban Hidup Horizontal 00 kg/m R ( V + H ) ( 6, ) 00,97kg/m V-43

44 Pemeriksaan pipa sandaran R AV R BV q Ls 00, ,9 kg Momen yang terjadi pada pipa sandaran : M q Ls ,97 3,7 kgm Geser yang terjadi pada pipa sandaran : D q Ls 00, ,955 kg. Kontrol terhadap tegangan dan bahan Kontrol terhadap lendutan (δ ) : δ max 5 q L 384 EI 4 < δ ijin 5, (, 0 ) 53, 4 < ,9459 cm <,6667 cm...ok Kontrol terhadap tegangan lentur yang terjadi (σ ) : σ terjadi M W < σ,7 < 600 kg/cm 3,9 80,94 kg/cm < 600 kg/cm..ok V-44

45 . Penulangan Tiang sandaran Direncanakan : Tulangan utama Ø 0 Tulangan sengkang Ø 8 Pu 8,84 kg Mu 00kg x m 00 kgm d ½ x 0 33 mm d' 33 0,65 h 00 N d 88,4 N f c N/m Ac 00 x 50 N' d 88,4 0,0005 f ' d Ac Md kepala 0 Md kaki 00 x 00 kgm (menentukan) e o Md 00 0,53 m 53 mm N' d 88,4 l 000 e 5.h. ( ) ( ( ),5 mm 00. h e /00. l / mm e o + e + e 53 +, ,5 mm N' d et 88,4 60,5.. 0,0006 f ' d Ac h Dari grafik perencanaan diperoleh : r 0 ; ω o 0 s ki As ka 0 mm Tulangan praktis yang dipilih adalah x Ø Sengkang Ø 8 00 ( karena 0 X 40 mm) V-45

46 Besi Sandaran Gambar 5.8 Penulangan Tiang Sandaran 5.4. Perencanaan Saluran Pembawa Perencanaan Hidrolis Saluran Dasar perhitungan saluran pembawa dari bendung ke suplesi Kaiti-Samo adalah menggunakan persamaan Strickler yang dianggap sebagai aliran tetap yaitu sebagai berikut: Persamaan : V k*r /3 *I / Dimana : V kecepatan rata-rata k koefisien Strickler R jari-jari penempang hidrolis I kemiringan saluran Diketahui : V 0,6 m/dtk Q 0,4 m 3 /dtk B 0,6 m m n 60 V-46

47 Perhitungan : Q A* V 0,4 A * 0,6 A 0,4/0,6 0,667 m Bentuk penampang direncanakan menggunakan trapesium maka : A (B + m h) h (0,6 + *h)h 0,667 (0,6h + h ) h 0,57 m P B + h m + R 0,6 + h + 0,6 + *0,57,74 m A P 0,667 0,383 m,74 V k*r /3 *I / 0,6 60*(0,33) /3 *I / 0,6 8,46* I / I 0, Dari hasil perhitungan didapat kedalaman air di saluran h 0,57 m dan kemiringan dasar saluran rencana I 0, Direncanakan tinggi saluran yaitu h + tinggi jagaan 0,57 + 0,3 0,8 m Perencanaan Bangunan Ukur Bangunan ukur dibuat pada saluran pembawa Pegadis ke suplesi kaitisamo, alat ukur dipakai adalah type ambang lebar, alat ukur ini dianggap paling cocok karena konstruksinya sederhana dan mudah dioperasikan. Persamaan : Q Cd * Cv * 3 gb h c 3,5 V-47

48 Dimana : Q debit (m 3 /dtk) 0,4 m 3 /dtk C d koefisien debit 0,93+0,0H /L, untuk 0,<H /L<,0 H tinggi energi hulu (m) g percepatan gravitasi (m/dtk ) b c lebar mercu pada bagian pengontrol (m) 0,6 m h kedalaman air hulu terhadap ambang bangunan (m) Perhitungan : Direncanakan H /L 0,5, maka Cd 0,93+0,0H /L 0,93+0,*0, Cv,0 Q Cd * Cv * 3 gb c h 3,5 0,4 0,98 *,0 * 3 9,8 *0,6 * h 3,5,5 h 0,363 h 0,5 m y h + p 0,57 0,5 + p p 0,06 m Dengan a : pada permukaan belakang, maka batas moduler H /H adalah 0,70 atau dengan cara pendekatan h /h 0,70. maka : h 0,7* h 0,7 * 0,5 0,357 m 0.36 m y y h + p 0,57 0,36 + p 0, m p V-48

49 Gambar 5.9 akan menjelaskan arti dari simbol-simbol yang dipakai. Gambar 5.9. Ilustrasi Simbol Yang Dipakai Gambar 5.0. Nilai Cv A* b c *h 0,6*0,5 0,306 m A b * y +m* y 0,6*0,57+*0,57 0,667 m A * 0,306 Cd* 0,98* 0,45 A 0,667 V-49

50 Dari gambar di atas didapat nilai Cv,05. dari koreksi nilai Cv tersebiut didapat kedalaman muka air rencana h menjadi : h ( ) 0,5,5 C vperkiraan ( ) C koreksi v,0 /3 h 0,5 *( ) 0,53 m,05 Untuk menentukan panjang bangunan ambang lebar yaitu: H /L 0,5 L 0,57/0,5,4 m 5.5. Analisis Stabilitas Konstruksi Perencanann Dinding Penahan Tanah Desain dinding penahan tanah ada dua () dimensi, yaitu dengan ketinggian 6 m pada hulu bendung dan ketinggian,5 pada hilir bendung. Spesifikasi tanah pada lokasi adalah sebagai berikut :. Spesific gravity (Gs).65. Berat isi kering (γd).978 gr/cm3 3. Kohesi (c) 0.06 kg/cm 4. Sudut geser 5-30 º 5. Kadar air optimum 8, % 6. Permeabilitas m/dtk 7. Angka pori G γ w.65 γ d ; e + e e.978 e Berat isi tanah ( G + e) γ w γ sub γ w + e ( ) w γ sub ,4 gr/cm 3 V-50

51 sin Φ 9. Koefisien tekanan tanah aktip (ka) + sin Φ sin 30 ka + sin 30 ka 0,33 a. Dinding penahan tanah pada hulu dan badan bendung.. Dimensi DPT Dimensi dinding penahan tanah pada hilir bendung direncanakan seperti gambar berikut : Gambar.. Dinding penahan tanah pada hilir bendung Pada DPT ini gaya tekanan pasif dari air dianggap tidak ada, agar stabilitas tetap terjaga saat air tidak ada. Tekanan tanah aktip pada DPT adalah : Pa ½ γ H Ka - C H Ka (ton/m) Dimana : γ,4 gr/cm 3,4 ton/m 3 H 8 m Ka 0,33 c 0.06 kg/cm 0,6 ton/m V-5

52 Pa ½., ,33.0, ,579 ton/m Titik kerja Pa pada ketinggian H/3 8/3,667 m W4 W W5 Pa W3 3 H W Gambar.5.. Gaya dinding penahan tanah hulu dan di tubuh bendung Gaya tubuh dinding penahan tanah terhadap titik O adalah : Tabel 5.5 Gaya tubuh DPT terhadap titik O Gaya Titik O No Luas x Tekanan Vertical Lengan Momen Gaya (V)Ton m Tm W 4** W 0.5*6* W3 0.5*6** W4 0.5*6*0.5* W5.5*6* Total V Mr 8.6 H 7,579 ton/m x,667 m 0, Ton. Analisis Stabilitas Mr Mo 8,6 0, d,97 m Rv 49,7 Analisis stabilitas eksentrisitasnya adalah : e L/d d 4/,97 < L/6 0,03 < 4/6 0,03 < 0,6.. (aman) V-5

53 Kontrol terhadap Guling Tanpa memperhitungkan tekanan pasif Mr Sf g >,5 Mg 8,6 Sf g 5,8 >,5 (aman) 0, Dimana : Sf g Faktor Keamanan Guling Mr Momen Penahan/Resisten Mg Momen Guling Kontrol terhadap Geser V Sf ges 0, 75 >,5 H 49,7 Sf ges 0,75 4,9 >,5 (aman) 7,579 Kontrol daya dukung tanah Rv 6e σ ± B B Rv 6e 49,7 σ max + 6.0,03 + B B 4 4,98 < 58,98 ton/m (aman) Rv 6e 49,7 σ max 6.0,03 B B 4 4 +,86 > 0 (aman) b. Dinding penahan tanah pada hilir bendung. Lereng saluran hilir bendung dengan h max 6 m Dimensi ketebalan dinding pasangan W h c b γ f Sumber : Braja. M Das Mekanika Tanah ( prisip-prinsip Rekayasa Geoteknis) Jilid V-53

54 Dimana : B Ketebalan Dinding Pasangan W berat jenis tanah,75 t/m3 H tinggi perkuatan lereng 6 m γ berat jenis pasangan batu, t/m3 f koefisien gesek 0,75 c koefisien tekanan tanah 0,3,75 6 0,3 b m, 0,75 Pa o Gambar 5.3 diagram tegangan pada H 6 m sin Φ sin 30 Koefisien tekanan tanah aktip (ka) ; ka + sin Φ + sin 30 ka 0,33 Tekanan tanah aktif (Pa) Pa ½ γ H Ka - C H Ka (ton/m) Dimana : γ,4 ton/m 3 H 6 m Ka 0,33 c 0,6 ton/m V-54

55 Pa ½., ,33.0, ,9 ton/m Titik kerja Pa pada ketinggian H/3 6/3 m Perhitungan Luas dan titik berat bangunan Table 5.6 Perhitungan Luas dan titik berat bangunan h 6 m Titik berat Simbol A (m) X (m) A.X (m3) w w w jumlah A.X A 3,75 9,07 3,5 m Perhitungan gaya vertikal sendiri V A x γbatu kali x b 9,07 x, x 9,954 t Kontrl terhadap Stabilitas Guling Sfguling M tahan M (v X ) 9,954 3,5) Pa y 3,9 guling 0,58 > 3.(aman) Kontrol terhadap gaya geser GayaVeryikal Sfgeser GayaHorizontal 9,07, 6,79 >,5.(aman) 3,9 V-55

56 5.5.. Konstruksi Bendung Pengecekan stabilitas bendung dilihat pada kondisi yaitu :. Analisis stabilitas saat kondisi air normal Gaya-gaya yang bekerja pada bendung saat kondisi air normal adalah : a. Gaya akibat berat sendiri Persamaan : G V * γ pas Dimana : G gaya akibat berat sendiri (Tm) V volume (m 3 ) γ pas berat jenis pasangan batu kali, T/m Lengan momen ditinjau sampai titik O. Berikut disajikan tabel hasil perhitungan : Tabel 5.7. Gaya Akibat Berat Sendiri Gaya Luas Pias G Lengan Momen Momen Vertikal Ton m Ton.m G ** G /*.5*.5* G3 5*.5* G4 5.5*0.4* G5 3*0.6* G6.*6.7* G7 /*6.7*6.7* G8 0.6*4* G9 3.*5.7* G0 3*.5* G 0.4*0.7* G /*0.7* G3 /*3* ( Sumber : Perhitungan ) V-56

57 b. Gaya gempa Persamaan : a d n (a c *z) m E a d /g Dimana : a d percepatan gempa rencana (cm/dtk ) n,m koefisien jenis tanah (,56 dan 0,89) a c percepatan gempa dasar 60 cm/dtk E koefisien gempa g percepatan gravitasi 9,8 m/dtk z faktor yang tergantung pada letak geografis 0,56 Perhitungan : a d,56 (60*0,56) 0,89 85,5 cm/dtk E 85,5 /980 0,87 0, Dari koefisien gempa di atas, maka dapat dicari besarnya gaya gempa dan momen akibat gaya gempa dengan persamaan berikut : K E * G Dimana : K gaya akibat gempa (ton) E koefisien gempa G berat bangunan (ton) Pada tabel di bawah ini disajikan perhitungan gaya dan momen akibat pengaruh gempa : Tabel 5.8. Gaya Akibat Pengaruh Gempa Gaya G K Lengan Moment Momen gempa K K K K V-57

58 K K K K K K K K ( Sumber : Perhitungan ) c. Gaya uplift pressure Perhitungan uplift pressure mamakai rumus : Lx Px ( H x ( * H )) * γ w (T/m ) L Dimana : Px Gaya angkat pada titik x (T/m ) Hx Tinggi titik yang ditinjau ke muka air atau tinggi energi di hulu pelimpah (m) Lx Jarak sepanjang bidang kontak dari hulu sampai x (m) H Beda tinggi energi (m) L Panjang total bidang kontak bangunan dan tanah bawah (m) Tabel 5.9. Perhitungan Jalur Rembesan dan Tekanan Air Kondisi Air Normal Rembesan Px H - Titik Garis H H L V L H /3 L H Lx H m m m m T/m T/m T/m A A - A.00 A A - A A A3 - A A A4 - A A A5 - A A A6 - A A V-58

59 A7 - A A A8 - A A A9 - A A A0 - A 4.00 A A - B B B - C.50 C C - D D D - E.0 E E - F F F - G 0.99 G G - H H H - I 0.99 I I - J J J - K 4.00 K Jumlah ( Sumber : Perhitungan ) Tabel 5.0. Uplift Pressure Kondisi Muka Air Normal Gaya Luas * Tekanan Gaya Lengan Momen Vertikal Momen Vertikal U /*( )* U /*( )* U3 3.84* /*( )* U4 /*( )* U5 /*( )* U6 /( )* U7 5.06* /*( )* Jumlah ( Sumber : Perhitungan ) V-59

60 d. Gaya hidrostatis Tekanan hidrostatis Ph H* γ w Gaya tekan hidrostatis Fh x Ph x H x Tabel 5.. Gaya Hidrostatis Kondisi Air Normal Gaya Luas * Gaya Gaya Lengan Momen Momen Tekanan Vertikal Horisontal Momen Horisontal Vertikal W /*4.3* W 6.5* W3 /*.5* ( Sumber : Perhitungan ) e. Gaya akibat tekanan tanah Tekanan tanah aktif dihitung dengan rumus sebagai berikut : Pa γ s. Ka.H.C Ka Dimana : Ka tan (45º - Ф/) tan (45º - 30/) 0,333 Pa,4*0,333*5, - *0,6 0,333,455 ton Tekanan tanah pasif dihitung dengan rumus sebagai berikut : Pp γ s.kp.h +.C Kp Dimana : Kp tan (45 + Ф/) tan ( /) 3 Pp,4*3*0,7 + *0,6. 3 4,68 ton V-60

61 Dimana : Pa tekanan tanah aktif Pp tekanan tanah pasif Ф sudut geser dalam 30º g gravitasi bumi 9,8 m/detik H kedalaman tanah aktif dan pasif (m) γ s berat jenis tanah jenuh air,4 ton/m 3 γ w berat jenis air,0 ton/m 3 Tabel 5.. Gaya Akibat Tekanan Tanah Gaya Besar Lengan Momen Gaya Momen Horizontal Pa Pp ( Sumber : Perhitungan ) f. Gaya akibat tekanan lumpur Gaya yang diakibatkan oleh tekanan lumpur yang diperhitungkan untuk mengetahui sejauh mana tekanan lumpur yang ada terjadi pada tubuh bendung. Endapan lumpur diperhitungkan setinggi mercu, tekanan lumpur yang bekerja pada muka hulu pelimpah dapat dihitung sebagai berikut : γ s xh sinφ Ps + sinφ Dimana : Ps gaya yang terletak pada /3 kedalaman dari atas lumpur yang bekerja secara normal φ sudut geser dalam (30º) γ s berat jenis lumpur,6 ton/m 3 h kedalaman lumpur (m) 4,3 m Jadi tekanan lumpur besarnya adalah P sv,6x4,3 4,79 T/m V-6

62 ,6x4,3 - sin30 Psh 4,93 T/m + sin30 Besarnya momen akibat lumpur adalah MP s P s x Jarak dari titik O MP sv 0,5 * 3 349,45 Tm. MP sh 34,05 * 8,03 63,93 Tm. Tabel 5.3. Gaya Akibat Tekanan Lumpur Gaya Gaya Horisontal Gaya Vertikal Lengan Momen Momen Horizontal Momen Vertikal Psv Psh ( Sumber : Perhitungan ) Tabel 5.4. Rekapitulasi Gaya Yang Bekerja Pada Kondisi Air Normal Gaya Gaya Momen Horisontal Vertikal Guling Penahan Gaya akibat berat sendiri Gaya akibat gempa Gaya akibat uplift pressure Gaya akibat tekanan hidrostatis Gaya akibat tekanan tanah aktif Gaya akibat tekanan tanah pasif Gaya akibat tekanan lumpur Jumlah ( Sumber : Perhitungan ) Setelah dihitung gaya-gaya yang bekerja pada bendung maka dilakukan kontrol stabilitas yaitu : a. Kontrol terhadap guling Untuk mengetahui nilai SF (faktor keamanan) bangunan bendung terhadap guling, maka rumus yang dipakai adalah sebagai berikut : SF ΣMR ΣMG V-6

63 Dimana : SF Faktor keamanan Σ MR Jumlah momen penahan (t.m) Σ MG Jumlah momen guling (t.m) 540,80 SF,5 337,34 4,57 >,5 (Aman) Dengan didapatkannya nilai SF 4,57 maka bangunan yang ada dinyatakan aman terhadap bahaya guling. b. Kontrol terhadap geser Guna mengetahui stabilitas bendung terhadap bahaya geser, maka ditinjau dengan menggunakan rumus : f SF Dimana : SF Σ(V-U) (V - U) H pressure (t) Σ H Faktor keamanan Jumlah gaya vertikal dikurangi gaya uplift Jumlah gaya horisontal yang bekerja pada bangunan bendung (t) 9,574 SF 0,75,5 6,44 5,5 >,5 (Aman) Dari hasil perhitungan nilai SF 5,5 dengan demikian bangunan yang ada dinyatakan aman terhadap bahaya geser. c. Kontrol terhadap daya dukung tanah Besarnya daya dukung tanah dipengaruhi oleh dalamnya pondasi, lebarnya pondasi, berat isi tanah, sudut geser dalam dan kohesi dari tanah. Berikut perhitungan daya dukung tanah : V-63

64 ΣM L e - L/6 ΣV 0,966 6, - 5,34 6, 6 0,0 m <,7 m (Aman) ΣV 6e σ + L L σ ' 5,966 6*0,0 ( + ) 6, 6,,383 T/m < 58,98 T/m (Aman) ΣV 6e σ L L σ ' 5,966 6 *0,0 ( - ) 6, 6, 9,66 T/m > 0 T/m (Aman). Analisis stabilitas saat kondisi air banjir Pada saat bendung pada kondisi air banjir maka gaya-gaya yang bekerja ada yang mengalami perubahan gaya uplift pressure, gaya hidrostatis, sementara gaya-gaya yang tetap adalah gaya akibat berat sendiri, gaya akibat pengaruh gempa, gaya akibat tekanan tanah, gaya akibat tekanan lumpur. a. Gaya uplift pressure Perhitungan uplift pressure mamakai rumus : Lx Px ( H x ( * H )) * γ w (T/m ) L Dimana : Px Gaya angkat pada titik x (T/m ) Hx Tinggi titik yang ditinjau ke muka air atau tinggi energi di hulu pelimpah (m) Lx Jarak sepanjang bidang kontak dari hulu sampai x (m) H Beda tinggi energi (m) V-64

65 L (m) Panjang total bidang kontak bangunan dan tanah bawah Tabel 5.5. Perhitungan Jalur Rembesan dan Tekanan Air Kondisi Air Banjir Rembesan Px H - Titik Garis H H L V L H /3 L H Lx H m m m m T/m T/m T/m A A - A.00 A A - A A A3 - A A A4 - A A A5 - A A A6 - A A A7 - A A A8 - A A A9 - A A A0 - A 4.00 A A - B B B - C.50 C C - D D D - E.0 E E - F F F - G 0.99 G G - H H H - I 0.99 I I - J J V-65

66 J - K 4.00 K Jumlah ( Sumber : Perhitungan ) Tabel 5.6. Gaya Uplift Pressure Kondisi Air Banjir Gaya Luas * Tekanan Gaya Lengan Momen Vertikal Momen Vertikal U /*( )* U /*( )* U3 4.67* /*( )* U4 /*( )* U5 /*(6.+5.9)* U6 /( )* U7 5.38* /*( )* Jumlah ( Sumber : Perhitungan ) b. Gaya hidrostatis Tekanan hidrostatis Ph H* γ w Ph ½*H * γ w Gaya tekan hidrostatis Fh x Ph x H x Tabel 5.7. Gaya Hidrostatis Kondisi Air Banjir Gaya Luas * Gaya Gaya Lengan Momen Momen Tekanan Vertikal Horisontal Momen Horisontal Vertikal W /*4.3* W.* W3 6.5* W4 /*.5* W5.* W6 9.5* W7 /*.7* W8.7* W9.* ( Sumber : Perhitungan ) V-66

67 Tabel 5.8. Rekapitulasi Gaya Yang Bekerja Pada Kondisi Air Banjir Gaya Gaya Momen Horisontal Vertikal Guling Penahan Gaya akibat berat sendiri Gaya akibat gempa Gaya akibat uplift pressure Gaya akibat tekanan hidrostatis Gaya akibat tekanan tanah aktif Gaya akibat tekanan tanah pasif Gaya akibat tekanan lumpur JUMLAH ( Sumber : Perhitungan ) Setelah dihitung gaya-gaya yang bekerja pada bendung maka dilakukan kontrol stabilitas yaitu : a. Kontrol terhadap guling Untuk mengetahui nilai SF (faktor keamanan) bangunan bendung terhadap guling, maka rumus yang dipakai adalah sebagai berikut : ΣMR SF ΣMG Dimana : SF Faktor keamanan Σ MR Jumlah momen penahan (t.m) Σ MG Jumlah momen guling (t.m) 63,679 SF,5 790,47,04 >,5 (Aman) Dengan didapatkannya nilai SF,04 maka bangunan yang ada dinyatakan aman terhadap bahaya guling. V-67

68 b. Kontrol terhadap geser Guna mengetahui stabilitas bendung terhadap bahaya geser, maka ditinjau dengan menggunakan rumus : f SF Dimana : SF Σ(V-U) Σ H (V - U) H Faktor keamanan Jumlah gaya vertikal dikurangi gaya uplift pressure (t) Jumlah gaya horisontal yang bekerja pada bangunan bendung (t) 0,760 SF 0,75,5 30,874 5, >,5 (Aman) Dari hasil perhitungan nilai SF 5, dengan demikian bangunan yang ada dinyatakan aman terhadap bahaya geser. c. Kontrol terhadap daya dukung tanah Besarnya daya dukung tanah dipengaruhi oleh dalamnya pondasi, lebarnya pondasi, berat isi tanah, sudut geser dalam dan kohesi dari tanah. Berikut perhitungan daya dukung tanah : ΣM L e - L/6 ΣV 83,43 6, - 36,693 6, 6,076 m <,70 m (Aman) ΣV 6e σ + L L σ ' 36,693 6*,076 ( + ) 6, 6, 7,55 T/m < 58,98 T/m (Aman) V-68

69 ΣV 6e σ L L σ ' 36,693 6 *,076 ( - ) 6, 6,,39 T/m > 0 T/m (Aman) d. kontrol terhadap erosi tanah bawah (piping) untuk mencegah pecahna bagian hilir bangunan, harga keamanan terhadap erosi tanah sekrang-kurangnya. ( ) s + a s Sf > hs Dimana : Sf Faktor keamanan. s Kedalaman tanah 4 m a Tebal lapisan lindung, misal a 0 hs Tekanan air pada titik O 5, 4, Perhitungan : ( ) s + a s Sf hs 4 ( + 0 4) 3,64 >, V-69

70 K K K K K3 K6 K4 K7 G6 K5 W G W3 G3 G4 G G5 G3 G7 K3 K8 K9 G8 K0 O 0 G9 G G0 G U U U3 U4 U5 U6 U7 4,45 4,36 3,6 3,84 3,40 4,83 5,6 4,49 6,6 5,44 6,0 5,06 V-70 W Pa 4,3 Gambar.4. Gaya-Gaya Pada Kondisi Air Normal

71 K K W K K K3 K6 K4 G6 K5 K7 W3 G G3 K8 K9 G4 G G5 G3 G7 G8 K0 O G9 G G0 G U U U3 U4 U5 U6 U7 V-7 Pa, W 5,4 W5 W4 W6 W9 W8 W7 K3 6,68 6, 6,38 5,39 5,9 4,67 5,47 5,07 5,9 5,38 4,50 4,5 Gambar.5. Gaya-Gaya Pada Kondisi Air Banjir