Maureen Shinta Devi Page 1

Transkripsi

1 BAB I PENDAHULUAN 1.1. Latar Belakang Indonesia merupakan penghasil batubara nomor delapan di dunia. Bahkan 75% dari total produksi batubara diekspor. Adapun negaranegara yang menjadi tujuan utama ekspor batubara lokal, yaitu Jepang, Taiwan, Korea Selatan dan Eropa. Total sumber daya batubara di Indonesia mencapai 105 miliar ton, dimana cadangan batubara diperkirakan 21 miliar ton (Saleh,2005). Dan Kalimantan Timur merupakan salah satu lokasi tambang batubara utama di Indonesia selain Sumatera Selatan dan Kalimantan Selatan. Berdasarkan konsep Master Plan Pelabuhan Sambarata milik Perusahaan Batubara di Berau Kalimantana Timur akan dilakukan pembangunan dermaga curah batubara dan Abstrak Pelabuhan Sambaratta di Berau Kalimantan Timur pada umumnya dan dermaga curah batu bara serta lapangan penumpukannya pada khususnya memiliki peran strategis dalam arus lalu lintas transportasi angkutan laut yang merupakan salah satu moda transportasi angkutan curah batu bara hasil penambangan perusahaan batubara di Berau, Kalimantan Timur. Permintaan terhadap batu bara meningkat dari tahun ke tahun. Hal ini membuat Perusahaan Batubara di Berau ini pun terus meningkatkan produktivitas produksi penambangan batubara demi memenuhi permintaan batubara yang terus meningkat. Sehingga perlu adanya perencanaan dermaga curah batu bara demi memenuhi demand batu bara yang kian meningkat dari tahun ke tahun. Dan juga perlu adnya pembangunan lapangan penumpukan demi mempermudah loading curah batu bara dari area penambangan menuju area transshipment. Berdasarkan konsep Denah Pengembangan Curah Batu Bara pada area Sambratta yang berlokasi di Berau Kalimantan Timur dengan posisi geografis BT dan ,06 LU akan dilaksanakan pembangunan dermaga curah batu bara dengan diperlukan proses pengerukan atau dredging di area sungai Segah serta direncanakan perbaikan tanah dasar pada lapangan penumpukan. Namun permasalahan muncul dalam perencanaan ini. Yaitu kedalaman perairan yang kurang memenuhi untuk kapal dapat bertambat ke dermaga dan kondisi tanah yang kurang baik yang mempengaruhi stabilitas tanah dasar dalam menerima beban timbunan batubara dengan tinggi lebih dari 10 meter. Sehingga diperlukan perencanaan yang tepat dengan mengatasi permasalahan demi terlaksananya pengembangan dermaga dan pembangunan lapangan penumpukan agar tidak terjadi kegagalan struktur yang berakibat fatal. Adapun tujuan dari perencanaan ini adalah untuk mendapatkan desain struktur Dermaga Curah Batu Bara dan perbaikan tanah dasar Lapangan Penumpukan di Pelabuhan Sambaratta yang kuat stabil, stabil, ekonomis agar perdagangan dan industri dapat berjalan aman, nyaman, lancar, cepat, efektif dan efisien. Kata Kunci : Breasting Dolphin, Mooring Dolphin, Radial Loading Coal, Dredging, Lapangan Penumpukan, Berau. lapangan penumpukan yang berlokasi di Pelabuhan Batubara Berau, Kalimantan Tambara, Kecamatan Gunung Tabur, Kabupaten Berau, Provinsi Kalimantan timur dengan lokasi geografis ,5 BT dan ,5 LU. (Gambar1.1. Gambar 1.2.). Perencanaan dermaga pada Pelabuhan Sambaratta ini direncanakan dapat ditambati kapal kapal tongkang pengangkut batubara (bulk coal barge) dengan kapasitas standar 5000 DWT, dan akan dibangun lapangan penumpukan curah batubara sebagai stockyard batubara hasil penambangan area sambaratta. Karena jarak area penambangan dengan transhipment ±100 km maka dibutuhkan perencanaan dermaga untuk dapat ditambati oleh kapal pengangkut batubara dan loading angkutan batubara berjalan lancar dengan adanya lapangan penumpukan curah batubara. Selain itu kedalaman perairan juga akan diperdalam guna Page 1

2 memenuhi syarat lebih besar dari draft kapal, sehingga perlu diadakannya pengerukan. Dengan dibangunnya dermaga curah batubara dan lapangan penumpukan curah di Pelabuhan Sambaratta Berau Kalimantan Timur yaitu yang kuat stabil, stabil, dan ekonomis diharapkan dapat dimanfaatkan secara maksimal sesuai dengan fungsinya sehingga arus perdagangan dan industri batubara dapat berjalan aman, nyaman, lancar, cepat, efektif dan efisien. Gambar Lokasi Area Pertambangan Batubara di Berau Kalimantan Timur (Sumber : Wikipedia, 2011) Gambar Kondisi Eksisting Dermaga Pelabuhan Sambaratta (Sumber : Google Earth, 2011) 1.2. Permasalahan Permasalahan pada Perencanaan Dermaga Curah Batubara dan Lapangan Penumpukan ini meliputi : 1. Diperlukan perencanaan struktur dermaga yang mampu menahan kombinasi pembebanan yang bekerja pada dermaga. 2. Kondisi kedalaman Sungai Segah yang belum dapat memenuhi kebutuhan kedalaman fasilitas dermaga seperti kolam putar dan alur masuk, sehingga perlu dilakukan pengerukan. 3. Stabilitas tanah dasar lapangan penumpukan batubara dalam menahan beban timbunan hasil penambangan batubara Tujuan Tujuan dari penulisan Tugas Akhir ini meliputi : 1. Evaluasi layout perairan dan daratan. 2. Merencanakan detail struktur dermaga curah batubara di Pelabuhan Sambaratta di Berau Kalimantan Timur. (Struktur breasting dan mooring dolphin, serta struktur RLC). 3. Merencanakan perbaikan tanah dasar di lapangan penumpukan curah batubara di Pelabuhan Sambaratta di Berau Kalimantan Timur. 4. Merencanakan pekerjaan pengerukan dan pembangunan dermaga curah batubara beserta lapangan penumpukannya. 5. Menyusun anggaran biaya untuk pelaksanaan pembangunan dermaga, pekerjaaan pengerukan, dan perbaikan tanah dasar lapangan penumpukan Batasan Masalah Batasan dari penulisan Tugas Akhir ini adalah : 1. Data yang digunakan dalam perencanaan ini merupakan data sekunder 2. Tidak memperhitungkan sedimentasi. 3. Perencanaan Detail Teknis Perencanaan Dermaga hanya dilakukan pada struktur open pier saja seperti breasting dan mooring dolphin serta struktur Radial Loading Coal. BAB II TINJAUAN PUSTAKA Untuk menyelesaikan perencanaan ini, terdapat beberapa beberapa tinjauan pustaka yang berupa dasar-dasar teori yang digunakan dalam perencanaan dermaga curah batubara dan lapangan penumpukan di Berau Kalimantan Timur. BAB III METODOLOGI PENULISAN Untuk menyelesaikan perencanaan ini, terdapat beberapa langkah yang harus dikerjakan. Berikut ini adalah diagram alir dalam perencanaan dermaga curah batubara dan lapangan penumpukan di Berau Kalimantan Timur Page 2

3 4.2.2 Data Angin Kecepatan angin yang terjadi pada dermaga curah batubara di Berau ini dapat diwakilkan oleh stasiun Tanjung Redeb Kalimantan Timur yang ditampilkan pada Tabel 4.1 yang diambil oleh Dinas Perhubungan Provinsi Kalimantan Timur Tabel 4.1 Tabel Suhu Udara, Kelembaban, Kecepatan Angin, dan Jumlah curah rata-rata menurut stasiun di Provinsi Kalimantan Timur Tahun 2001 Gambar 3.1. Diagram Alir BAB IV ANALISIS DATA 4.1 Umum 4.2 Data-data yang Dianalisis Data Pasang Surut Dari hasil pengamatan didapatkan bahwa perilaku pasang surut pada daerah Dermaga Curah Batubara di Berau Kalimantan Timur adalah tipe pasang surut setengah harian ganda (semi diurnal). Dari grafik pasang surut dan pembacaan Peal Schaal digambarkan pada Gambar didapat data sebagai berikut : Beda pasang surut sebesar 1.6 m Elevasi HWS ( High Water Spring) pada mlws Elevasi MSL (Mean Sea Level) pada mlws Elevasi LWS (Low Water Spring) pada ± 0.00 Mlws Gambar 4.2 Grafik Pasang Surut Berdasar tabel tersebut, kecepatan angin yang terjadi pada dermaga curah batubara di Berau ini adalah 4,52 knots Data Arus Kecepatan arus yang terjadi pada dermaga curah batubara di Berau ini dapat dikorelasikan dari data angin sesuai Tabel 4.2 dibawah ini. Tabel 4.2 Tabel klasifikasi resiko dan kesimpulan ERS (Emergency Release System) Berdasar tabel tersebut, kecepatan arus yang terjadi pada dermaga curah batubara di Berau ini adalah kurang dari 1 knots Data Bathimetri Data bathymetri diperoleh dari survey yang dilakukan oleh Laboratorium Perhubungan Institut Teknolog Sepuluh Nopember pada tahun 2011 seluas 20 Ha. Dari data yang didapat terlihat bahwa daerah survei ini lokasinya menghadap selatan, merupakan perairan dangkal dan pinggir sungainya landai kecuali di dermaga dimanan kedalamannya terjal hingga kedalaman meter dengan kontur sejajar sungai dan bervariasi. Peta bathymetri secara keseluruhan dapat dilihat pada Gambar Page 3

4 BM2 Z Y ,518 X ,783 a i r a i r a i r BM1 X ,000 Y ,000 Z PERENCANAAN DERMAGA CURAH BATUBARA DAN LAPANGAN PENUMPUKAN DI BERAU KALIMANTAN TIMUR Data Topografi Berdasar hasil pemetaan Topografi seluas Ha. Dari hasil survey yang dilakukan oleh Laboratorium Perhubungan Institut Teknologi Sepuluh Nopember pada tahun 2011, dapat kita ketahui gambaran situasi ketinggian daerah survey yang menyangkut sarana dan fasilitas pelabuhan milik Perusahaan Batubara di Berau Kalimantan Timur ini seperti lapangan penumpukan, gedung kesyahbandaran, bea cukai, dll yang digambarkan pada Gambar 4.4. jalan setapak Gambar 4.4 Peta Bathymetri dan Topografi Data Tanah Dasar Data tanah dasar dalam perencanaan dernaga curah batubara dan lapangan penumpukan ini terdiri dari dua bagian, yaitu: data lapangan dan data laboratorium. Soil investigation yang dilakukan di lapangan dan yang dipakai dalam perencanaan ini adalah Boring dan SPT (Standard Penetration Test). 4.3 Data Kapal Kapal yang mampu bertambat pada dermaga curah batubara milik Perusahaan Batubara di Berau Kalimantan Timur ini adalah kapal tongkang pengangkut batubara (bulk coal barge) yang berkapasitas 5000 DWT. Adapun spesifikasi kapal tersebut dapat dilihat pada Tabel 4.6. Gambar. Tabel 4.6 Spesifikasi bulk coal barge Kelas ABS, A1, Barge LOA 73,15 m Breadth 21,95 m Depth 5,26 m Max Draft 4,20 m GRT 2139 ton DWT 5000 ton 4.4 Data Alat Pada struktur dermaga terdapat alat yang menyalurkan batubara dari lapangan penumpukan untuk loading ke kapal tongkang yang berjalan di atas lintasan conveyor (RLC). BAB V EVALUASI LAYOUT PEAIRAN 5.1 Umum 5.2 Kondisi Eksisting Hasil analisis kondisi eksisting ini ditabelkan pada Tabel 5.1. Dari kondisi eksisting ini perlu kita evaluasi apakah fasilitasfasilitas perairan yang dibutuhkan dermaga ini sudah memenuhi. Seperti apakah lebar perairan dengan kedalaman nominal yang dibutuhkan kapal sudah memenuhi semua fasilitas perairan yang dibutuhkan. Apakah perlu adanya penambahan lebar perairan yang berarti perlu juga adanya penambahan kedalaman yang akan dilakukan dengan cara dredging atau pengerukan..adapun fasilitas perairan yang dibutuhkan dermaga curah ini adalah alur masuk, kolam putar, kolam dermaga, serta kedalaman dan pengaruh perairan sekitarnya. Tabel 5.1. Kondisi Eksisting Kondisi Eksisting Dimensi Keterangan Sungai Segah Kelandaian Perairan Sungai Segah dengan d mlws Kedalaman Perairan Lebar Maksimum Lebar Minimun Arah Utara (Depan Dermaga) Arah Selatan d mlws L 205,7 m L 137,18 m Kemiringan 1:0,935 Kemiringan 1:35,1025 Lebar sungai yang dapat dilalui kapal pengangkut batubara Curam Landai Page 4

5 5.3 Kebutuhan Failitas Perairan Alur Masuk (Entrance Channel) Berikut parameter yang diperlukan dalam menentukan alur masuk, diantaranya : a) Kedalaman Nominal Alur Masuk (Entrance channel) Kedalaman minimum yang diperlukan adalah: D 1.15 Draft Maksimum Kapal D 1.15 x 4.20 m D 4.83 m ~ 5.00 m < mlws Jadi kedalaman perairan pada alur masuk yang dibutuhkan kapal pengangkut batubara (bulk coal barge) 5000 DWT dapat melintas di perairan ini adalah mlws. b) Panjang Alur Masuk (Entrance channel) Panjang alur yang ditetapkan : L 5 x LOA L 5 x m L m ~ 400 m Jadi panjang alur yang dibutuhkan sepanjang 400 m. Panjang alur harus disesuaikan dengan kedalaman nominal yang dibutuhkan kapal ketika memasuki alur masuk. c) Lebar Alur Masuk (Entrance channel) Lebar alur yang ditetapkan : Terhadap lebar kapal W 5 x B W 5 x m W m ~ 110 m Terhadap panjang kapal W 1 x LOA W 1 x m W m ~ 75 m Jadi lebar alur yang dibutuhkan sebesar 75 m. d) Sudut dan Jari-jari Tikungan Alur Masuk (Entrance channel) Pada Gambar 3.1 ditunjukkan bahwa lokasi dermaga pada wilayah Sungai Segah yang terdapat tikungan. Alur masuk ini sebaiknya dibuat mengikuti alur sungai, jadi terdapat tikungan pada alur masuk ini. Bila ada tikungan maka sudut pertemuan dari 2 garis tengah kurva maksimum 30 atau jari-jari tikungan sekitar 4Loa. Maka lebar alur yang ditetapkan : Terhadap lebar kapal α 30 R 4 x LOA R 4 x 73,15 R 292,6 m ~ 295 m R 295 m Gambar 5.4 Sudut dan Jari-Jari Tikungan Alur Masuk Kolam Putar (Turning Basin) Kedalaman perairan dapat disamakan dengan alur masuk yaitu mlws. Maka diameter kolam putar yang ditetapkan : Db 2 x LOA Db 2 x m Db m ~ 150 m Jadi area kolam putar memiliki kedalaman Mlws dengan diameter sebesar 150m Kolam Dermaga (Basin) a) Kedalaman Nominal Kolam Dermaga (Basin) Kedalaman minimum yang diperlukan adalah: D 1.10 Draft Maksimum Kapal D 1.10 x 4.20 m D 4.62 m ~ 5.00 m < mlws Jadi kedalaman perairan pada kolam dermaga yang dibutuhkan kapal pengangkut batubara (bulk coal barge) 5000 DWT agar dapat bertambat adalah mlws. b) Luasan Kolam Dermaga (Basin) Panjang kolam dermaga yang ditetapkan: P 1.25 x LOA P 1.25 x m P m ~ 100 m Lebar kolam dermaga yang ditetapkan: L 1.25 x B L 1.25 x m L m ~ 30 m Jadi luasan kolam dermaga yang dibutuhkan sebesar 3000m Page 5

6 a i r a i r a i r w 75 m PERENCANAAN DERMAGA CURAH BATUBARA DAN LAPANGAN PENUMPUKAN DI BERAU KALIMANTAN TIMUR Alur Pelayaran Terdapat dua alur pelayaran, yaitu: Alur pelayaran satu arah Pada alur pelayaran satu arah tidak terdapat simpangan, jadi kebutuhan lebar alur satu jalur : L (2 x 1,5B) + 1,8B (2 x 1,5 x 21,95) + (1,8 x 21,95) 105,36 m Jadi lebar alur pelayaran yang dibutuhkan untuk alur satu lajur adalah 105,36m Alur pelayaran dua arah Pada alur pelayaran satu arah diperbolehkan adanya simpangan, jadi kebutuhan lebar alur dua jalur : L (2 x 1,5B) + (2 x 1,8B) + 1,0B (2 x 1,5 x 21,95) + (2 x 1,8 x 21,95) + (1 x 21,95) 166,82 m Jadi lebar alur pelayaran yang dibutuhkan untuk alur dua lajur adalah 166,82m Hasil evaluasi layout perairan ini perlu dibandingkan dari kondisi eksisting yang ada Tabel 5.1, dan hasil dari perairan untuk kebutuhan fasilitas perairan dermaga curah batubara di Berau Kalimantan Timur ini dapat dilihat pada Tabel 5.2. dan Gambar I I jalan setapak BULK COAL BARGE 5000 DWT II Db 150 m II Gambar 5.6 Layout Fasilitas Perairan Dermaga Curah Batubara Evaluasi Layout Dermaga Konstruksi dolphin digunakan pada dermaga curah batubara di Berau Kalimantan Timur yang melayani muat curah batubara. Breasting dolphin merupakan dolphin penahan yang dilengkapi dengan adanya fender untuk menerima gaya tubruk dari kapal. Dan bollard untuk menahan gaya tarikan kapal. Karena dengan beroperasinya dermaga curah batubara ini bertujuan untuk tidak III III U T A A R menghambat alur lalu lintas kapal lain di Sungai Segah ini, maka perlu adanya pengerukan pada: Alur masuk Karena kedalaman alur masuk ada yang terletak di kedalaman perairan 3.00mLWS, sedangkan kebutuhan kedalaman perairan untuk kolam putar hingga 5.00mLWS. Alur masuk untuk alur pelayaran dua arah Karena lebar alur eksisting terpendek yaitu 137,18 m sedangkan lebar alur pelayaran dua arah adalah 166,82 m. Berdasar analisis sebelumnya didapatkan hasil layout fasilitas kebutuhan dermaga ini yang ditampilkan pada Gambar 5.6. Tabel Hasil perhitungan kebutuhan fasilitas perairan dermaga curah batubara Kebutuhan Fasilitas Perairan Alur Masuk (Entrance Channel) Kolam Putar (Turning Basin) Kolam Dermaga (Basin) Lalu-lintas perairan pada Sungai Segah Kedalaman Perairan Panjang Lebar Kedalaman Perairan Diameter Kedalaman Perairan Panjang Lebar Lebar One Way Lebar Two Way Dimensi d mlws P 400 m L 75 m d mlws Db 150 m d mlws P 100 m L 30 m L 105,36 m L 166,82 m Keterangan Alur masuk menikung sebelum mencapai turning basin dengan R295m Terletak 5 m di depan kolam dermaga Terletak di depan dermaga Di depan kolam dermaga tidak memungkinkan bila lalu-lintas pelayaran dua arah, karena jarak tepi untuk lebar keamanan tidak memenuhi Elevasi Struktur Hal hal yang diketahui untuk menentukan elevasi dolphin adalah: - Pasang surut 1.60 meter - Kedalaman kolam dermaga 5 meter Dari data tersebut dapat diketahui elevasi dolphin yaitu antara 0.5m 1.50m, diukur dari HWS. Maka elevasi apron dolphin yang diperlukan : Page 6

7 H HWS + ( m ) H 1.6 m + ( m ) H m diambil ~ 3.00 meter Jadi tinggi elevasi dolphin yang direncanakan adalah m LWS. (Gambar 5.7) Elevasi Dolphin mlws 0.5 m 0.5 m Gambar 5.7. Elevasi Breasting Dolphin Curah Batubara Gambar 5.7.a Kondisi ketika kapal merapat saat pasang Gambar 5.7.a. Kondisi ketika kapal merapat saat surut 2 m HWS mlws LWS mlws Elevasi Dolphin mlws 4.2 HWS mlws LWS mlws Elevasi Dolphin mlws 4.2 LWS mlws BAB VI KRITERIA DISAIN 6.1 Kriteria Perencanaan Peraturan yang digunakan Dalam perencanaan ini digunakan beberapa peraturan sebagai dasar dalam perencanaan yaitu: Standard Criteria for Port and Harbour in Japan Peraturan Beton Indonesia (PBI) 1971 Perhitungan Lentur Cara n (Ir. Wiratman) SNI Kualitas Material Berikut ini kualitas material yang digunakan dalam perencanaan dermaga ini, sebagai berikut: a) Mutu Beton Berdasarkan PBI 1971, kualitas material beton struktur dolphin yang akan digunakan pada Dermaga Curah Batubara di Berau, Kalimantan Timur sebagai berikut : Mutu beton K 350, σ bk 350kg/cm 2 (PBI 1971 Tabel 4.2.1) Modulus tekan beton untuk pembebanan tetap Eb 6400 σσ bbbb (PBI 1971 Tabel ) ,0364 kg/cm 2 n EEEE ,54 EEEE ,0364 σσ bb Tegangan tekan beton akibat lentur tanpa dan atau dengan gaya normal tekan 0,33 σσ bbbb (Tabel 4.2.1) 0,33 x ,5 kg/cm 2 τ bb Tegangan geser beton 0,54σσ bbbb (Tabel 4.2.1) 0, ,5 kg/cm 2 Tebal selimut beton (decking) diambil 8 cm. b) Mutu Baja tulangan Baja tulangan yang digunakan dalam perencanaan breasting dolphin adalah baja tulangan U-32. Berikut ini data mutu baja berdasarkan PBI 1971: σ au Tegangan leleh karakteristik 3200 kg/cm 2 Ea 2,1 x 10 6 kg/cm2 σ a Tegangan tarik/tekan baja yang diijinkan 1850 kg/cm2 (Tabel ) σ' au Tegangan tarik/tekan baja rencana 2780 kg/cm2 (Tabel ) Page 7

8 Diameter tulangan utama 25 mm c) Tiang Pondasi Dermaga curah batubara ini menggunakan tiang pondasi berupa tiang pancang. Dengan memperhatikan faktor keuntungan, dan kerugian. Adapun tiang pancang yang digunakan sebagai pondasi ini memiliki ketentuan sebagai berikut: Dimensi Tiang : Diameter (D) : 609,6 mm Tebal (t) : 12 mm Luas (A) : 225,3 cm 2 Momen Inersia (I) : cm 4 Unit Weight : 177 kg/m Section Modulus (Z) : 3030 cm 3 Young modulus (E) : kg/cm 4 Yield Strenth (fy) : 2100 kg/cm 2 (BJ 52) 6.2 Disain Dimensi Struktur Struktur perencanaan dermaga curah batubara di Berau Kalimantan Timur ini terdiri dari beberapa bagian struktur utama (Lihat Gambar 6.1.) U T A R A mlws mlws mlws BULK COAL BARGE 5000 DWT Gambar 6.1. Struktur Dermaga Rencana Beberapa bagian struktur utama tersebut, yaitu: a) Breasting dolphin : struktur dolphin yang berfungsi sebagai penahan adanya gaya yang ditimbulkan saat kapal bertambat yang dilengkapi dengan adanya fender untuk menerima gaya tubruk dari kapal. Dan bollard untuk menahan gaya tarikan kapal. Struktur breasting dolphin diletakkan terpisah dengan jarak antar 2 struktur dolphin tidak boleh lebih kecil 0,25 LOA dan tidak boleh lebih besar 0,4 LOA. Disain dimensi struktur breasting dolphin : Struktur breasting dolphin berbentuk segi empat dengan ukuran 2,7m x 2,4m x 1,5 m b) Mooring dolphin : struktur dolphin yang berfungsi sebagai penahan adanya gaya yang ditimbulkan saat kapal bertambat yang dilengkapi dengan adanya bollard untuk menahan gaya tarikan kapal. Disain dimensi struktur breasting dolphin : Struktur breasting dolphin berbentuk segi empat dengan ukuran 2,4m x 2,4m x 1,2 m c) Struktur conveyor belt atau struktur RLC: struktur penyangga radial shiploader quadrant lifting boom atau RLC (Radial Loading Coal) yang dapat bergerak dari ujung ke ujung (hingga dapat membentuk sudut 90 o ) untuk menyalurkan muatan batubara ke kapal angkut curah batubara (bulk barge coal) dari stockyard. Jadi saat loading batubara ke kapal tongkang, kapal tidak perlu bergerak maju-mundur. Struktur penyangga RLC ini terdapat dua macam yaitu: - Struktur lengan boom tepi yang berfungsi sebagai tempat untuk perbaikan radial shiploader quadrant lifting boom atau RLC (Radial Loading Coal). - Struktur lengan boom tengah untuk penyangga ketika RLC bekerja. Disain dimensi struktur lengan boom : Lengan boom tepi berbentuk segi empat dengan ukuran 2,4 m x 2,4 m x 1,2 m Lengan boom tengah berbentuk segi empat dengan ukuran 1,2 m x 2,4 m x 1,2 m 6.3 Perhitungan Fender dan Bollard Perencanaan Fender Fender merupakan system konstruksi yang dipasang di depan konstruksi tambahan. Berfungsi sebagai penahan beban tumbukan kapal pada waktu merapat serta memindahkan beban akibat tumbukan menjadi gaya reaksi yang mampu diterima konstruksi dan kapal secara aman Page 8

9 Perhitungan Energi Fender Keperluan fender bagi suatu dermaga sangat bergantung dari ukuran dan kecepatan kapal yang merapat. Pada saat kapal menabrak konstruksi tambatan, ada energy kinetik tumbukan yang harus diabsorbsi dan ditransfer menjadi gaya horisontal yang harus mampu ditahan oleh bangunan dermaga. Dalam menghitung fender terlebih dahulu dihitung energi yang bekerja pada fender. Dimana : Koefisien massa hidrodinamis (C H ) 2D 2x4,2 C H ,383 B 21,95 Koefisien eksentrisitas (C E ) 1 C E ( / r) , (24,383/14,63) Koefisien bantalan (C C ) Cc 1 Koefisien kehalusan (C S ) Cs 1 Displacement Tonage Ws 5000 ton Kecepatan kapal saat merapat V 0,1 m/s Jadi energy pada fender 1 2 CH. CE. CC. CS.. W. V Ef 2 [ ton m] g Ef 4,458 ton.m ~ 4,5 ton.m 45 kn.m Pemilihan Tipe Fender Setelah perhitungan energi tumbukan yang timbul dapat ditentukan, selanjutnya dilakukan pemilihan type fender yang spesifikasinya dapat dilihat pada Gambar Gambar 6.5. Bila energy fender 45 kn.m, dalam kondisi terkritis fender harus mampu menerima energy 45kn.m/0,427 m 105,386 kn.m. yaitu saat tidak semua fender mengenai badan kapal. Untuk Ef yang ditimbulkan akibat tumbukan bulk coal cargo ship 5000 DWT dalam kondisi kritis sebesar 105,386 kn.m maka tipe fender yang dapat dipilih adalah bentuk AD ARCH Rubber Fender AD 500 dengan Rubber Grade G4 dengan data-data sebagai berikut : Energi fender 111 kn-m > 105,386 kn.m Reaksi fender 529 kn 52,9 ton Berat fender 325 kg/m Defleksi 52,5 % Tinggi fender 500 mm Panjang fender 2 m Pemasangan Fender a) Pemasangan Horisontal Fender Pemasangan fender arah horizontal tidak perlu direncanakan karena fender diletakkan pada setiap breasting dolphin yang direncanakan selanjutnya. b) Pemasangan Vertikal Fender Panjang fender yang digunakan adalah 2 m. Tinggi fender adalah 0.4 m. Fender diletakkan ditengah 0.5 m kebawah dari elevasi dermaga dan 0.5 m ke atas dari LWS. Gambar pemasangan vender arah vertical dapat dilihat pada Gambar 6.6 dibawah ini Elevasi Dolphin mlws 0.5 m 0.5 m LWS mlws AD ARCH Rubber Fender Gambar 6.6. Pemasangan fender arah vertikal Perencanaan Plank Fender Struktur plank fender terletak didepan (face line) dermaga, struktur ini direncanakan dengan pelat baja yang menerima gaya horizontal terpusat akibat beban tumbukan kapal pada fender. a) Data-data perencanaan plank fender: Ukuran plank fender Lebar (b) :1200 mm Tinggi (h) : 2200 mm Tebal (t) : 50 mm Mutu baja Digunakan BJ 37 fy : 240 MPa fu : 370 MPa 2 m HWS mlws Page 9

10 Ukuran dan mutu baut Digunakan baut M42 Diameter baut (db) : 42 mm Mutu baut : BJ 50 fu : 5000 kg/cm 2 b) Momen plank fender Gambar 6.7. Reaksi fender Momen maksimum pada plank fender sebesar : M R.e 52,9 x 1,5 79,35 ton.m c) Kontrol penampang pelat bb tt mlws ffff m R AD ARCH Rubber Fender mlws ,27 (OK) d) Menghitung kekuatan sambungan baut Digunakan metode titik putar, dengan: µ 0,75 (faktor reduksi geser) r 1 0,5 faktor modifikasi tegangan Ab luasan baut 0,25.π.4,2 2 13,85 cm 2 M jumlah bidang geser 1. Kuat geser baut : Vd µ.r 1.fu baut.ab.m 0,75x0,5x5000x13,85x ,75 kg 2. Kuat tumpu baut: Rd µ.2,4.db.t.fu pelat 0,75x2,4x4,2x5x kg 3. Kuat tarik baut : Td µ.0,75.fu baut.ab 0,75x0,75x5000x13, ,125 kg e) Kontrol kombinasi geser dan tarik Bila jumlah baut 4 buah 1. Akibat beban sentries : Vu : PPPP 52,9 13,225 ton nn 4 2. fuv VVVV ,874 kg/cm2 AAAA 13,85 3. ft (1,3. fu baut 1,5.fuv) < fu baut (1, ,5.954,874) 5067,689 kg/cm 2 > 5000 kg/cm 2 Maka gunakan ft 5000 kg/cm 2 4. Td ulir µ.ft.ab 0,75x5000x13, ,5 kg MMMM.YYYYYYYY 5. Tu max Σyy xx ,470 kg Syarat : Tu max < Td Tu max < Td ulir Didapatkan hasil: Tu max 46676,470 kg > Td 38953,125 kg (NOT OK) Tu max 46676,470 kg < Td ulir 51937,5 kg (OK) Coba perbanyak baut f) Kontrol ulang kombinasi geser dan tarik Bila jumlah baut 6 buah 1. Akibat beban sentries : Vu : PPPP 52,9 8,8167 ton nn 6 2. fuv VVVV 8816,7 636,582 kg/cm2 AAAA 13,85 3. ft (1,3. fu baut 1,5.fuv) < fu baut (1, ,5.636,582) 5545,127 kg/cm 2 > 5000 kg/cm 2 Maka gunakan ft 5000 kg/cm 2 4. Td ulir µ.ft.ab 0,75x5000x13, ,5 kg MMMM.YYYYYYYY xx Tu max Σyy 2 2 xx ( ) 9335,294 kg Didapatkan hasil: Tu max 37785,714 kg < Td 38953,125 kg (OK) Tu max 37785,714 kg < Td ulir 51937,5 kg (OK) Jadi digunakan 6 baut untuk sambungan fender ke plank fender AD ARCH RUBBER FENDER AD 500 PANEL PLANK FENDER Gambar 6.9.a Tampak depan pemasangan fender Page 10

11 AD ARCH RUBBER FENDER AD 500 PANEL PLANK FENDER 220x200x10 Gambar 6.9.b Tampak samping pemasangan fender g) Panjang pengangkuran Kebutuhan panjang pengangkuran pada pondasi 0,85 TT LL 0,85xx9335,294 ππ dd ττττ 6 ππ (2,4) 10,102 17,363 cm ~ 18 cm Sebaiknya panjang pengangkuran digunakan 20 cm Perhitungan Bollard Perencanaan Bollard Bollard merupakan konstruksi untuk mengikat kapal pada tambatan. Perlu direncanakan bollard yang mampu menahan beban tarikan kapal pengangkut batubara 5000 DWT beserta aksesorisnya Gaya Tarik Akibat Bobot Kapal Dari Tabel 2.5. (Gaya Tarik pada Bollard) Untuk kapal dengan bobot 5000 DWT dan 2139 GRT, maka nilai Pa 35 ton. Disain dilakukan dengan rasional, dimana untuk kapal dengan dimensi 5000 DWT, sudut α tidak mungkin 0. Maka α 45 dan β 45 sehingga diperoleh gaya-gaya dalam kondisi kritis, yaitu : V Pa sin45 35 ton ,75 ton H Pa cos45 35 ton ,75 ton T H cos45 24,75 ton ,5 ton N H sin45 24,75 ton ,5 ton Gaya Tarik Akibat Arus Perhitungan tekanan arus adalah: γ C 1,025 tm -3 A C Loa x D 73,15 x 4,2 307,23 m 2 V C kecepatan arus maksimum tegak lurus sumbu memanjang kapal 1,0 knots 0,5 m/s C C 6 untuk kedalaman perairan mendekati draft kapal g percepatan gravitasi 9,8 m/s 2 Jadi gaya tarikan akibat arus adalah 2 P 6 1, ,23 0,5 C 24, ton 2x9, Gaya Tarik Akibat Angin Gaya tekanan angin dapat dihitung : Cw 1,3 untuk angin melintang Aw LOA x (depth-draft) 73,15 x (5,26 4,2) 77,539 m 2 Bw B x (depth-draft) 21,95 x (5,26 4,2) 23,267 m 2 Ø 45 o Vw 4,52 knots 2,26 m/s Jadi gaya tarikan akibat arus adalah ,26 P W 1,3(77,539.sin ,267.cos 45) 0, 209ton Perhitungan dan Disain Bollard Untuk P yang ditimbulkan akibat gaya tarikan kapal bulk coal cargo ship 5000 DWT sebesar 24,75 ton maka tipe bollard yang dapat dipilih adalah Single Bit Bollard Tipe SBB1-20 dengan data-data sebagai berikut : Standar kapasitas bollard 30 ton (> P 24,75 ton-m) Aksesoris Bollard Dari perhitungan pembebanan pada bab sebelumnya didapat gaya tarik 24,75 ton sehingga dipilih tipe bollard dengan spesifikasi sebagai berikut : Bollard (Tipe Single Bit Bollard Tipe SBB1-20 ) Standar kapasitas bollard 30 ton > (P 24,75 ton-m) Dimensi bollard : (Gambar ) A : 330 mm C : 460 mm D : 230 mm E : 50 mm F : 270 mm G : 60 mm H : 380 mm Pelat Bollard (LRFD) Tebal (t) : 15 cm Panjang (P) C : 460 mm Lebar (L) C : 460 mm Mutu baja : BJ 41 Tegangan putus (fu): 4100 kg/cm 2 Tegangan leleh (fy) : 2500 kg/cm 2 Baut Bollard Diameter : 24 mm Mutu baja : BJ 41 Tegangan putus (fu): 4100 kg/cm Page 11

12 Tegangan leleh (fy) : 2500 kg/cm 2 Dasar Pondasi dari Beton Digunakan mutu beton K350 dengan σ bk 350 kg/cm 2 Dari PBI 71 Tabel didapatkan : Tegangan tekan ijin (σ b): 0,33 σ bk 115,5 kg/cm 2 Tegangan geser ijin (τb): 0,54 (σ bk) 1/2 10,102 kg/cm 2 a) Kontrol kekuatan Sambungan Baut pada Bollard dengan metode ultimate (LRFD) Metode ini mengambil anggapan bahwa akibat momen yang terjadi, tegangan tekan dipikul oleh pelat dan tegangan tarik dipikul oleh baut.(lihat Gambar 6.14.) Pu Mu Gambar Gaya pada Bollard Mu Pu. e 24,75 x ,75 ton.cm Kontrol geser Vu PPPP 24,75 6,1875 tttttt nn 4 fuv VVVV 6, AAAA 4ππ 2,4 2 1,3677 tttttt cccc 2 Ø f 0,5 f b u 0,75 x (0,5 x 4100) 1537,5 kg/cm 2 f uv < Ø f 0,5 f b u 1367,7 kg/cm 2 < 1537,5 kg/cm 2 (OK) Beban tarik (interaksi geser dan tarik) T d Ø f f t A b f t (1,3 f u b 1,5 f uv ) < f u b (1,3 x ,5 x1537,5) 3278,45 kg/cm 2 < 4100 kg/cm 2 (OK) T d Ø f f t A b 0,75 x 3278,45 x ¼ π (2,4) ,52 kg T d baut Ø 0,75 A b f u b 0,75 x 0,75 x ¼ π (2,4) 2 x ,2292 kg T Td 10433,2292 kg (diambil yang terkecil) e Mencari garis netral Garis netral didapat dari keseimbangan gaya yang terjadi. Gaya tekan gaya tarik f yp.a.b ΣT a ΣΣΣΣ 4 xx 10443,2292 0,3632 cccc ffyyyy.bb 2500 xx 46 a 0,3632 cm < s 6,5 cm (OK) d , ,368 mm11,1368 cm d ,632341,368 mm 34,1368 cm Lihat Gambar Gambar Keseimbangan Gaya pada Bollard Kontrol Momen Momen rencana yang dapat dipikul oleh sambungan : MMMM 0,9 ffffff aa2 nn bb + TT. dddd 2 ii1 MMMM 0,9xx2500xx0,36322 xx (2xx10443,2292(6, ,14)) ,72 kg.cm 952,4 ton.cm Syarat: Mu 816,75 ton.cm < ØMn 952,4 ton.cm Panjang pengangkuran Kebutuhan panjang pengangkuran pada pondasi LL 0,85 TT ππ dd ττττ 0,85xx10443, ππ (2,4) 10,102 29,14 cm Sebaiknya panjang pengangkuran digunakan 50 cm 6.4 Pembebanan Perhitungan Beban yang Bekerja pada Breasting Dolphin a) Beban Vertikal Beban Mati (Berat Sendiri) Jadi berat sendiri konstruksi breasting dolphin adalah : Berat poer (2,7 x 2,4 x 1,5 x 2,9) 28,188 ton Berat fender 0,325 x 2 0,65 ton Berat bollard 1 ton C Page 12

13 Beban Hidup Merata Beban air hujan 0,05 ton/m 2 b) Beban Horisontal Beban Tumbukan Kapal Beban horizontal akibat tumbukan kapal diambil dari gaya reaksi fender dari perhitungan fender sebelumnya. Maka besar beban horizontal dari reaksi fender AD ARCH Rubber Fender tipe AD 500 G4 adalah 529 kn atau 52,9 ton yang dibebani ditiap breasting dolphin. Beban Tarikan Kapal Beban horizontal akibat gaya tarik kapal diambil dari besar gaya tarik bollard. Dari perhitungan bollard didapat besar gaya tarik yaitu 24,75 ton yang dibebani disetiap letak bollard. c) Beban Gempa Lokasi dermaga curah batubara yang terletak di Berau Kalimantan Timur ini berada pada wilayah gempa 2. Beban gempa dianalisis dengan respos spectrum untuk wilayah gempa zona 1 dengan kondisi tanah dasar tanah lunak. Perhitungan Titik Jepit Tiang Pancang Perhitungan letak titik jepit tanah terhadap tiang untuk tanah normaly consolidated clay and granular soil, Zf 1.8 T dimana: T E I 1 5 nh dimana: E : 2, kgf/cm 2 Diameter tiang : 609,6 mm Tebal tiang pancang : 12 mm I 1 64 ππ[ 4 ( 2tt) 4 ] I 1 64 ππ[609,64 (609,6 2.14) 4 ] 1,162 x 10 9 mm 4 Nilai nh diambil sebesar 350 kn m -3 untuk tanah normally consolidated clay. T 2,1.106 kkkkkk.cccc 2.1, cccc 4 0,035 kkkkkk.cccc 3 370,4 cm 3,704 m ~ 3,7 m Jadi : Zf 1,8 x T 1,8 x 3,7 m 6,66 m~ 7 m Jadi tinggi struktur breasting dolphin Ht Zf + tinggi struktur + kedalaman perairan Ht m Periode getar bangunan Maka diperoleh nilai T sebesar: T Ct x h n 3/4 T 0,0488 x 15 3/4 0,372 detik e Zf Elevasi Dolphin mlws LWS mlws Perhitungan Beban yang Bekerja pada Mooring Dolphin a) Beban Vertikal Beban Mati (Berat Sendiri) Jadi berat sendiri konstruksi mooring dolphin adalah : Berat poer (2,4 x 2,4 x 1,5 x 2,9) 25,056 ton Berat bollard 1 ton Beban Hidup Merata Beban air hujan 0,05 ton/m 2 b) Beban Horisontal Beban Tarikan Kapal Beban horizontal akibat gaya tarik kapal diambil dari besar gaya tarik bollard. Dari perhitungan bollard didapat besar gaya tarik yaitu 24,75 ton yang dibebani disetiap letak bollard. c) Beban Gempa Beban gempa dianalisis dengan respos spectrum untuk wilayah gempa zona 2 dengan kondisi tanah dasar lunak. Perhitungan Titik Jepit Tiang Pancang Jadi tinggi struktur mooring dolphin Ht Zf + tinggi struktur Ht m Page 13

14 Periode getar bangunan Maka diperoleh nilai T sebesar: T Ct x h n 3/4 T 0,0488 x 8 3/4 0,374 detik Perhitungan Beban yang Bekerja pada Struktur RLC a) Beban Vertikal Beban Mati (Berat Sendiri) Jadi berat sendiri konstruksi RLC adalah : Berat poer (2,4 x 2,4 x 1,5 x 2,9) x 2 50,112 ton (1,2 x 2,4 x 1,5 x 2,9) x 5 62,64 ton Berat balok (1,2 x 1,5 x 5 x 2,9) x 6 156,6 ton Berat conveyor RLC direncanakan sebesar 50 ton sejarak 1m Beban Hidup Merata Beban air hujan 0,05 ton/m 2 b) Beban Gempa Beban gempa dianalisis dengan respos spectrum untuk wilayah gempa zona 1 dengan kondisi tanah dasar lunak. Perhitungan Titik Jepit Tiang Pancang Jadi tinggi struktur RLC Ht Zf + tinggi struktur + kedalaman perairan Ht m Periode getar bangunan Maka diperoleh nilai T sebesar: T Ct x h n 3/4 T 0,0488 x 17 3/4 0,408 detik BAB VII PERHITUNGAN STRUKTUR DERMAGA 7.1 Perencanaan Breasting Dolphin Perencanaan Poer Pada poer breasting dolphin ini dianggap sebagai balok sekaligus sebagai pelat dengan dimensi: Jenis poer : poer ganda dengan 4 tiang pondasi Bentuk : segi empat dengan ukuran 2,7m x 2,4m Diameter tiang : 609,6 mm a) Momen poer Untuk dapat mengetahui momen yang terjadi pada poer akibat beban yang telah dihitung sebelumnya pada Bab VI, maka dapat digunakan program bantu SAP 2000 dengan pemodelan struktur yang dapat dilihat pada Gambar 7.1. Gambar 7.1 Pemodelan struktur pada SAP 2000 b) Poer ganda breasting dolphin Penulangan poer ganda dianalisis + berdasarkan gaya-gaya maksimum yang bekerja pada tiang pancang pada poer dengan 4 tiang pancang. Data-data perencanaan poer ganda breasting dolphin Lebar (b) lx 240 cm Panjang (l) ly 270 cm Tinggi (h) 150 cm Selimut beton 8 cm ϕ o perbandingan antara tegangan baja tarik dan n kali tegangan tekan beton di serat yang paling tertekan pada keadaan seimbang ϕ o σ a ,913 (nn xx σ b) (17,54 xx 115,5) Momen poer 211,5481 ton.m kg.cm Perhitungan tinggi manfaat balok : Hx Ht d 0,5D 140,75 cm Hy Ht d D 0,5D 138,25 cm Perhitungan Tulangan Arah X Dari analisis struktur didapatkan momen tumpuan h Ca nn xx MM 17,54 xx bb xx σσ aa 240 xx ,869 Diambil δ 0 (tidak memerlukan tekan) untuk Ca 4,869 dari tabel perhitungan lentur cara n, didapat : ϕ 2,827 > ϕ o (OK) dan 100.n.ω 4,621 Tulangan Tarik Luas tulangan yang diperlukan adalah A ω x b x h 4,621 xx 240 xx 140, xx 17,54 88,995 cm ,5 mm 2 Maka dipasang 20D25 (As 9817,477 mm 2 ) Page 14

15 Tulangan Samping Luas tulangan samping diambil sebesar 10% dari luas tulangan tarik (PBI ) A 10% x A tulangan tarik 10% x 9817, ,7477 mm 2 Maka dipasang 8D13 (As 1061,858 mm 2 ) Cek jarak tulangan tarik Jarak tulangan sebesar S t bb bb 2dd nnnn xx80 20xx25 nn ,58 mm > 30 mm (OK) Gunakan tulangan 1 baris Jadi dipasang 20D25 atau D25-90 sepanjang poer dalam arah x Perhitungan Tulangan Arah Y Dari analisis struktur didapatkan momen tumpuan Ca h nn xx MM bb xx σσ aa 138,25 17,54 xx xx ,072 Diambil δ 0 (tidak memerlukan tekan) untuk Ca 5,072dari tabel perhitungan lentur cara n, didapat : ϕ 2,969 > ϕ o (OK) dan 100.n.ω 4,243 Tulangan Tarik Luas tulangan yang diperlukan adalah A ω x b x h 4,243 xx 270 xx 138, xx 17,54 90,297 cm ,7 mm 2 Maka dipasang 20D25 (As 9817,477 mm 2 ) Tulangan Samping Luas tulangan samping diambil sebesar 10% dari luas tulangan tarik (PBI ) A 10% x A tulangan tarik 10% x 9817, ,7477 mm 2 Maka dipasang 8D13 (As 1061,858 mm 2 ) Cek jarak tulangan tarik Jarak tulangan sebesar S t bb bb 2dd nnnn xx80 20xx25 nn ,368 mm > 30 mm (OK) Gunakan tulangan 1 baris Jadi dipasang 20D25 atau D sepanjang poer dalam arah y Kontrol retak Berdasarkan PBI 1971 pasal b retak yang diijinkan 0,01 cm. Dengan menggunakan Tabel PBI 1971 maka didapatkan: ω 0, p 2400 xx 1500 Untuk balok persegi didapatkan koefisien C 3 1,5 ; C 4 0,04 dan C 5 7,5 Maka lebar retak yang terjadi akibat pembebanan tetap akibat beban kerja dihitung dengan rumus : d C 5 6 w α C. c + C. σ 10 ( cm) 3 4 a ω p ω p AA 8835,729 BBh w 1 1, ,04. 3,2 0, , , w - 0,07739 cm (nilai minus, lebar retak ~ 0) < 0,01 cm (OK) Kontrol Geser Pons PP τ bp 2.( aa+bb+2 h tt ) h tt ( 0,9+0,9 + 2xx1,5).1,5 6657,29 kg/m 2 0,6657 kg/cm 2 τ bpm 1, ,52 kkkk/cccc2 Didapatkan hasil τbp < τbpm (OK) Tebal Isian Beton Tebal isisan beton didefinisikan sebagai berikut : P L 4, 36cm.(D D1) fc'.(606,9 574,9) 35 π + π + Dapat dipakai tebal isisan beton 50mm Kuat geser ϕrn ϕf.r1.fu.a 0,75 x 0,5 x 4100 x 4, ,126 kg 7,55 ton Gaya geser yang diterima tiap tulangan : V max 8,3798 V 0, 4655ton jumalhtulangan 18 Didapat V < ϕrn (OK) Panjang penyaluran tulangan A. σ x Ld au 4, ,07 0,07 51,06cm σ 'bk 350 Syarat : Ld > 0,0065.dp. σ'au Ld>0,0065x2,5x278043,4375 cm (OK) ( cm) Page 15

16 Gambar penulangan poer breasting dolphin dapat dilihat pada Gambar TIANG PANCANG BAJA Ø609.6mm,t12mm BOULDER 30 TON D25-90 D D28 D25 BETON PENGISI TIANG Ø SELIMUT BETON t50 mm MULTIPLEKS t100 mm Ø D25 TIANG PANCANG BAJA Ø609.6mm,t12mm Gambar 7.2 Detail penulangan poer breasting dolphin Perencanaan Pondasi Pondasi yang digunakan untuk breasting dolphin dermaga curah batubara di Berau Kalimantan Timur ini adalah tiang pancang baja Data Spesifikasi Tiang Pancang Pada perhitungan perencanaan ini, tiang pancang yang digunakan adalah tiang pancang baja yang memiliki ukuran diameter sebesar 609,6 mm dengan tebal 12 mm. Dengan asumsi tingkat korosi 0,3 mm/tahun, maka untuk waktu perencanaan 10 tahun, tebal tiang yang digunakan adalah :12 - (0,3 x 10) 8 mm. Mutu tiang pancang baja adalah BJ 52 (σijin 2100 kg/cm2), dan pada ujung tiang digunakan sepatu tiang dengan perlindungan cast steel point pada ujung sepatu tiang. Untuk perlindungan terhadap korosi, tiang dilapisi dengan cat anti karat yang banyak mengandung seng (zinc-rich paint), disamping dilapisi juga dengan epoxy. Dari program SAP 2000 didapat gaya-gaya yang terjadi pada tiang pancang dibawah ini. Dari data-data pada tabel kemudian dicari kedalaman 10: untuk tiang pancang dari grafik antara daya dukung tiang dan kedalaman. Untuk tiang pancang miring juga direncanakan untuk memikul beban tarik sehingga yang diperhitungkan hanya daya lekat tiang saja (Qs) Perhitungan kebutuhan kedalaman tiang pancang Daya Dukung Tiang Pancang Akibat Beban Vertikal. Perhitungan daya dukung tanah memakai perumusan Luciano Decourt Q L Q P + Q S Dimana : Q L Daya dukung tanah maksimum pondasi Q P Resistance ultimate di dasar pondasi α (Np x K) x Ap Np harga rata-rata SPT di sekitar 4B diatas dan dibawah dasar tiang pondasi Harga K Koefisien karakteristik tanah Untuk lanau berpasir : K 25 t/m 2 Untuk lanau berlempung: K 20 t/m 2 Q S Resistance ultimate akibat tekana lateral (Ns/3 + 1) x As Ns harga rata-rata SPT sepanjang tiang pondasi terbenam Tiang pancang berdiameter 60 cm (609,6 mm) Ap luas penampang dasar tiang ¼ x π x D 2 0, m 2 As luas selimut tiang 1, m x depth m Dari hasil perhitungan analisa struktur menggunakan SAP 2000 didapatkan beban rencana pada tiang pancang. Nilai beban rencana tersebut dapat dilihat pada Tabel 7.1. Penentuan kedalaman tiang pancang disesuaikan dengan kebutuhan beban rencana. Tabel 7.1 Output Gaya Dalam Tiang Pancang dari SAP 2000 Tipe Tipe Tiang beban Beban Rencana P (tekan) 97,5802 Ton P (tarik) 78,4812 Ton Miring M Ton M Ton.m V2 3,9761 Ton.m V3 8,4439 Ton Defleksi U1 0,915 mm U2 8,672 mm Hasil dari perhitungan SAP 2000 didapatkan hasil maksimum dari kombinasi beban, dengan Page 16

17 0 10 Kedalaman (m) menggunakan SF 3, maka bisa dicari untuk kedalaman tiang yang diperlukan : Axial Force (tekan) 97,5802 x 3 292,7406 Axial Force (tarik) 78,4812 x 3 235,4436 Dengan memplot ke kurva hubungan Ql dan Qs versus kedalaman yang ditampilkan pada Gambar Kedalaman tiang pancang Dalam perencanaan struktur breasting dolphin ini digunakan kedalaman tiang yang tergantung dari daya dukung tanah dasar. Untuk tiang pancang dengan gaya tekan 97,5802 ton maka dibutuhkan kedalaman tiang sekitar 48 meter dan untuk tiang pancang dengan gaya tarik 78,4812 ton maka dibutuhkan kedalaman tiang sekitar 48 meter. Daya Dukung Tanah Q (ton) Gambar 7.3 Grafik daya dukung pondasi Qs D60 Qall D Kontrol kekuatan bahan tiang pancang Asumsi kecepatan korosi 0,3 mm/tahun. Korosi tiang diasumsikan terjadi sampai tiang ditumbuhi karang yaitu selama 10 tahun. Metode perawatan digunakan dengan menyediakan alokasi tebal tiang yang akan terkorosi yaitu setebal 3 mm. Mu fy x Z 2100 x kg.cm 63,63 ton.m Kontrol tiang pancang Gaya dalam tiang pancang breasting dolphin perlu dikontrol Kontrol momen M Mmax ton.m < Mu (OK) Kontrol gaya horizontal (Hu) Perhitungan daya dukung tiang terhadap beban lateral menggunakan cara Tomlinson dalam Daya DukungPondasi Dalam oleh Dr. Ir. Herman Wahjudi hal 55 : 2MMMM HHHH ee + ZZZZ 2xx63,63 8,484 tttttt Hu yang terjadi V2 3,9761 ton < Hu (Ok) V3 8,4339 ton < Hu (Ok) Kontrol Tegangan Tegangan pada tiang pancang dapat dihitung dengan rumus sebagai berikut: σσ max PP AA + MM ZZ 97580,2 225, σmax 1942,85 kg/cm 2 < σijin 2100 kg/cm 2 (OK) Kontrol Kuat Tekuk Besarnya gaya P axial maksimum (Pkritis) terhadap buckling untuk fixed headed conditions adalah: ππ 2. EE. II PP cr (ZZZZ + ee) 2 ππ ( ) ,552 kg 1238,664 ton Pcr 1238,664 ton > Pu 292,7406 ton (OK) Kontrol Tiang Tarik Untuk tiang pancang miring perlu dilakukan control terhadap gaya tarik (P tarik) ke atas sebagai akibat adanya gaya lateral yang bekerja pada tiang miring. Daya dukung pondasi Page 17

18 maksimum akibat beban tarik ke atas dihitung dengan rumus : Qu (α 2.Cu.Nc + 4.α.Cu.D) Dimana α (n-1) S + d [(4-1) x 1,2] + 0,6096 4,2096 m Cu 10.N SPT 10 x kpa 32 t/m 2 (lanau berlempung) D kedalaman tiang pancang 48 m n jumlah tiang dalam 1 group 4 buah Qu (4, , ) 26430, 85 ton Q L GROUP Q L (1 tiang) x n x Ce Dimana Ce koefisien efisiensi B 1 1..[ m( n 1) + n( m 1) + 2( m 1)( n 1) ] L π. m. n 2, [ 2(2 1) + 2(2 1) + 2(2 1)(2 1) ] 0, 758 2,7 π.2.2 Q L GROUP 235,4436 x 4 x 0, ,865 ton Didapatkan daya dukung uplift (Qu) pada kedalaman rencana lebih besar dari gaya tarik tiang sebesar 235,4436 ton. Sehingga dapat disimpulkan bahwa tiang tidak tercabut akibat gaya tarik Defleksi akibat lateral load Defleksi keseluruhan sisi bawah struktur atas dengan bagian atas tiang pancang besarnya disyaratkan maksimum 4 mm apabila struktur tersebut ditempati manusia. Defleksi hasil SAP U2 0,915 mm < 4 mm U3 8,672 mm > 4 mm Defleksi yang terjadi pada struktur breasting dolphin ada yang memiliki nilai lebih dari 4 mm, namun hal ini diperbolehkan karena di atas breasting dolphin ini tidak ditempati manusia, walaupun ada manusia, tapi dia tidak akan lama diam di atas breasting dolphin Kalendering Perhitungan kalendering menggunakan rumus Alfred Hilley Formula (1930). Berikut perhitungan kalendering yaitu : a) Tiang Pancang Tekan Perhitungan kalendering menggunakan rumus Alfred Hilley Formula (1930) sebagai berikut : Qu P x SF 97,5802 x 3 292,7406 ton α efisiensi hydraulic hammer 2,5 W berat hammer (K35 3,5 ton) Wp berat tiang pancang 0,25.π.(D 2 -D 2 1 ).L Tiang.γs 0,25.π.(60, ,56 2 ).4823,94.7, ,53 ton H tinggi jatuh hammer (diambil 2 m untuk kondisi normal) n koefisien restitusi, untuk compact wood cushion on steel pile 0,32 S final set atau penetrasi tiang pada pukulan terakhir (rencana dari perhitungan) S final set atau penetrasi tiang pada pukulan terakhir(saat pemancangan) C total kompresi sementara C C1 + C2 + C mm 2,5xx7xx2 292,7406 SS + (0,5 xx 0,02) xx 7 + (0,322 xx 8,53) 7 + 8,53 Didapat S 0,012 m 12 mm Jadi setting kalendering yang digunakan untuk tiang pancang tekan adalah 12 mm. b) Tiang Pancang Tarik Perhitungan kalendering menggunakan rumus Alfred Hilley Formula (1930) sebagai berikut : Qu P x SF 78,4812 x 3 235,4436 α efisiensi hydraulic hammer 2,5 W berat hammer (K35 3,5 ton) Wp berat tiang pancang 0,25.π.(D 2 -D 2 1 ).L Tiang.γs 0,25.π.(60, ,56 2 ).4823,94.7, ,53 ton H tinggi jatuh hammer (diambil 2 m untuk kondisi normal) n koefisien restitusi, untuk compact wood cushion on steel pile 0,32 S final set atau penetrasi tiang pada pukulan terakhir C total kompresi sementara C C1 + C2 + C mm 235,4436 2,5xx3,5xx2 SS + (0,5 xx 0,02) xx 3,5 + (0,322 xx 8,53) 3,5 + 8,53 Didapat S 0,017 m 17 mm Page 18

19 Jadi setting kalendering yang digunakan untuk tiang pancang adalah 17 mm. 7.2 Perencanaan Mooring Dolphin Perencanaan Poer Pada poer mooring dolphin ini dianggap sebagai balok sekaligus sebagai pelat dengan dimensi: Jenis poer : poer ganda dengan 4 tiang pondasi Bentuk : segi empat dengan ukuran 2,4m x 2,4m Diameter tiang : 609,6 mm a) Momen poer Untuk dapat mengetahui momen yang terjadi pada poer akibat beban yang telah dihitung sebelumnya pada Bab VI, maka dapat digunakan program bantu SAP 2000 dengan pemodelan struktur yang dapat dilihat pada Gambar 7.4. Gambar 7.4. Pemodelan breasting dolphin 3D pada SAP 200 b) Poer ganda mooring dolphin Penulangan poer ganda dianalisis berdasarkan gaya-gaya maksimum yang bekerja pada tiang pancang pada poer dengan 4 tiang pancang. Data-data perencanaan poer ganda mooring dolphin Lebar (b) lx 240 cm Panjang (l) ly 270 cm Tinggi (h) 80 cm Selimut beton 8 cm Momen poer 56,53415 ton.m kg.cm Perhitungan tinggi manfaat balok : Hx Ht d 0,5D 70,75 cm Hy Ht d D 0,5D 68,25 cm Perhitungan Tulangan Arah X Dari analisis struktur didapatkan momen tumpuan Ca h nn xx MM bb xx σσ aa 70,75 17,54 xx xx ,734 Diambil δ 0 (tidak memerlukan tekan) untuk Ca 4,734dari tabel perhitungan lentur cara n, didapat : ϕ 2,733 > ϕ o (OK) dan 100.n.ω 4,9 Tulangan Tarik Luas tulangan yang diperlukan adalah A ω x b x h 4,9 xx 240 xx 70, xx 17,54 47,4356 cm ,56 mm 2 Maka dipasang 10D25 (As 4908,74 mm 2 ) Tulangan Samping Luas tulangan samping diambil sebesar 10% dari luas tulangan tarik (PBI ) A 10% x A tulangan tarik 10% x 4908,74 490,874 mm 2 Maka dipasang 4D13 (As 530,929 mm 2 ) Cek jarak tulangan tarik Jarak tulangan sebesar S t bb bb 2dd nnnn xx80 10xx25 nn ,11 mm > 30 mm (OK) Gunakan tulangan 1 baris Jadi dipasang 10D25 atau D sepanjang poer dalam arah x Perhitungan Tulangan Arah Y Dari analisis struktur didapatkan momen tumpuan Ca h nn xx MM bb xx σσ aa 68,25 17,54 xx xx ,844 Diambil δ 0 (tidak memerlukan tekan) untuk Ca 4,844 dari tabel perhitungan lentur cara n, didapat : ϕ 2,81 > ϕ o (OK) dan 100.n.ω 4,844 Tulangan Tarik Luas tulangan yang diperlukan adalah A ω x b x h 4,844 xx 270 xx 68, xx 17,54 50,891 cm ,1 mm 2 Maka dipasang 12D25 (As 5890,486 mm 2 ) Page 19

20 Tulangan Samping Luas tulangan samping diambil sebesar 10% dari luas tulangan tarik (PBI ) A 10% x A tulangan tarik 10% x 5890, ,0486 mm 2 Maka dipasang 5D13 (As 663,66 mm 2 ) Cek jarak tulangan tarik Jarak tulangan sebesar S t bb bb 2dd nnnn xx80 12xx25 nn ,63 mm > 30mm Gunakan tulangan 1 baris Jadi dipasang 12D25 atau D sepanjang poer dalam arah y Kontrol retak Dengan menggunakan Tabel PBI 1971 maka didapatkan: ω 0,00307 p 2400 xx 800 d C 5 6 w α C. c + C. σ 10 ( cm) 3 4 a ω p ω p AA BBh 5890,486 w 1 1, ,04. 3,2 0, ,5 0, ( cm) w -0,032 cm (nilai minus ~0) < 0,01 cm (OK) Kontrol Geser Pons PP τ bp 2.( aa+bb+2 h tt ) h tt ( 0,9+0,9 + 2xx1,5).1,5 6657,29 kg/m 2 0,6657 kg/cm 2 τ bpm 1, ,52 kkkk/cccc2 Didapatkan hasil τbp < τbpm (OK) Tebal Isian Beton Tebal isisan beton didefinisikan sebagai berikut : P L 4, 36cm.(D D1) fc'.(606,9 574,9) 35 π + π + Dapat dipakai tebal isisan beton 50mm Kuat geser ϕrn ϕf.r1.fu.a 0,75 x 0,5 x 4100 x 4, ,126 kg 7,55 ton Gaya geser yang diterima tiap tulangan : V max 8,3798 V 0, 279ton jumalhtulangan 30 Didapat V < ϕrn (OK) Panjang penyaluran tulangan A. σ x Ld au 4, ,07 0,07 51,06cm σ 'bk 350 Syarat : Ld > 0,0065.dp. σ'au Ld>0,0065x2,5x278043,4375 cm (OK) Gambar penulangan poer mooring dolphin dapat dilihat pada Gambar Gambar 7.5. Detail penulangan poer mooring dolphin Perencanaan Pondasi Pondasi yang digunakan untuk breasting dolphin dermaga curah batubara di Berau Kalimantan Timur ini adalah tiang pancang baja Data Spesifikasi Tiang Pancang Perhitungan kebutuhan kedalaman tiang pancang Dari hasil perhitungan analisa struktur menggunakan SAP 2000 didapatkan beban rencana pada tiang pancang. Nilai beban rencana tersebut dapat dilihat pada Tabel 7.2. Penentuan 10:1 TIANG PANCANG BAJA Ø609.6mm,t12mm BOULDER 30 TON D D D28 D25 BETON PENGISI TIANG Ø SELIMUT BETON t50 mm MULTIPLEKS t100 mm Ø D25 TIANG PANCANG BAJA Ø609.6mm,t12mm Page 20

21 kedalaman tiang pancang disesuaikan dengan kebutuhan beban rencana. Tabel 7.2. Output Gaya Dalam Tiang Pancang dari SAP 2000 Tipe Tipe Tiang beban Beban Rencana P (tekan) 64,157 Ton P (tarik) 30,4168 Ton Miring M2 18,4104 Ton M3 18,6535 Ton.m V2 3,759 Ton.m V3 3,5697 Ton Defleksi U1 0,366 mm U2 1,956 mm Hasil dari perhitungan SAP 2000 didapatkan hasil maksimum dari kombinasi beban, dengan menggunakan SF 3, maka bisa dicari untuk kedalaman tiang yang diperlukan : Axial Force (tekan) 64,157 x 3 192,471 ton Axial Force (tarik) 30,4168 x 3 91,2504 ton Dengan memplot ke kurva hubungan Ql dan Qs Kedalaman tiang pancang Dalam perencanaan struktur breasting dolphin ini digunakan kedalaman tiang yang tergantung dari daya dukung tanah dasar. Untuk tiang pancang dengan gaya tekan 64,157 ton maka dibutuhkan kedalaman tiang sekitar 42 meter dan untuk tiang pancang dengan gaya tarik 30,4168 ton maka dibutuhkan kedalaman tiang sekitar 28 meter Kontrol kekuatan bahan tiang pancang Asumsi kecepatan korosi 0,3 mm/tahun. Korosi tiang diasumsikan terjadi sampai tiang ditumbuhi karang yaitu selama 10 tahun. Metode perawatan digunakan dengan menyediakan alokasi tebal tiang yang akan terkorosi yaitu setebal 3 mm. Mu fy x Z 2100 x kg.cm 63,63 ton.m Kontrol tiang pancang Gaya dalam tiang pancang mooring dolphin perlu dikontrol Kontrol momen M Mmax 18,6535 ton.m < Mu (OK) Kontrol gaya horizontal (Hu) Perhitungan daya dukung tiang terhadap beban lateral menggunakan cara Tomlinson dalam Daya DukungPondasi Dalam oleh Dr. Ir. Herman Wahjudi hal 55 : 2MMMM HHHH ee + ZZZZ 2xx63,63 8,484 tttttt Hu yang terjadi V2 3,759 ton < Hu (Ok) V3 3,5697 ton < Hu (Ok) Kontrol Tegangan Tegangan yang terjadi akibat beban aksial (P) dan momen (M) pada tiang yang didapat dari analisa SAP 2000 harus lebih kecil dari tegangan ijin tiang pancang (fy). Tegangan pada tiang pancang dapat dihitung dengan rumus sebagai berikut: σσ max PP AA + MM ZZ , σmax 900,35 kg/cm 2 < σijin 2100 kg/cm 2 Kontrol Kuat Tekuk Besarnya gaya P axial maksimum (Pkritis) terhadap buckling untuk fixed headed conditions adalah: ππ 2. EE. II PP cr (ZZZZ + ee) 2 ππ ( ) ,84 kg 32708,5 ton Pcr 32708,5 ton > Pu 192,471 ton (OK) Kontrol Tiang Tarik Untuk tiang pancang miring perlu dilakukan control terhadap gaya tarik (P tarik) ke atas sebagai akibat adanya gaya lateral yang bekerja pada tiang miring. Daya dukung pondasi maksimum akibat beban tarik ke atas dihitung dengan rumus : Qu (α 2.Cu.Nc + 4.α.Cu.D) Dimana Qu (4, , ) 26430, 85 ton Q L GROUP Q L (1 tiang) x n x Ce Q L GROUP 192,471 x 4 x 0, ,064 ton Didapatkan daya dukung uplift (Qu) pada kedalaman rencana lebih besar dari gaya tarik tiang sebesar 192,471 ton. Sehingga dapat disimpulkan bahwa tiang tidak tercabut akibat gaya tarik Page 21

22 Defleksi akibat lateral load Defleksi keseluruhan sisi bawah struktur atas dengan bagian atas tiang pancang besarnya disyaratkan maksimum 4 mm apabila struktur tersebut ditempati manusia. Defleksi hasil SAP U2 0,366 mm < 4 mm U3 1,956 mm < 4 mm Defleksi yang terjadi pada struktur mooring dolphin ini memiliki nilai kurang dari 4 mm, jadi telah memenhuhi syarat Kalendering Perhitungan kalendering menggunakan rumus Alfred Hilley Formula (1930). Berikut perhitungan kalendering yaitu : a) Tiang Pancang Tekan Kemampuan daya dukung tiang pancang dapat dikontrol dengan menggunakn data kalendering. Perhitungan kalendering menggunakan rumus Alfred Hilley Formula (1930) sebagai berikut : Qu P x SF 64,157x 3 192,471 ton 192,471 2,5x3,5x2 S + (0,5 x 0,02) x 3,5 + (0,322 x 7,465) 3,5 + 7,465 Didapat S 0,0254 m 25,4 mm Jadi setting kalendering yang digunakan untuk tiang pancang adalah 25,4 mm. b) Tiang Pancang Tarik Qu P x SF 30,4168 x 3 91,2504 ton 91,2504 2,5xx3,5xx2 SS + (0,5 xx 0,02) xx 3,5 + (0,322 xx 4,977) 3,5 + 4,977 Didapat S 0,0304 m 30,4 mm Jadi setting kalendering yang digunakan untuk tiang pancang adalah 30,4 mm. 7.3 Perencanaan Radial Loading Coal Struktur Radial Loading Coal ini merupakan struktur yang menjadi jalannya ban roda conveyor radial loading coal. Perencanaan struktur ini terdiri dari balok, poer dan tiang pancang Perencanaan Poer Poer RLC ini dianggap sebagai balok sekaligus sebagai pelat dengan dimensi: Jenis poer : poer ganda dengan 2 tiang pondasi Bentuk : segi empat dengan ukuran 1,2 mx 2,4m Diameter tiang : 609,6 mm a) Momen poer Momen yang harus mampu di terima poer berasal dari eksentrisitas gaya luar terhadap keberadaan tiang pancang di tambah momen pada ujung tiang sendiri. b) Poer ganda radial loading coal Penulangan poer ganda dianalisis berdasarkan gaya-gaya maksimum yang bekerja pada tiang pancang pada poer dengan 2 tiang pancang. Data-data perencanaan poer ganda RLC Lebar (b) lx 120 cm Panjang (l) ly 240 cm Tinggi (h) 120 cm Selimut beton 8 cm Momen poer 86,75618 ton.m kg.cm Perhitungan tinggi manfaat balok : Hx Ht d 0,5D 110,75 cm Hy Ht d D 0,5D 108,25 cm Perhitungan Tulangan Arah X Dari analisis struktur didapatkan momen tumpuan Ca h nn xx MM bb xx σσ aa 110,75 17,54 xx xx ,23 Diambil δ 0 (tidak memerlukan tekan) untuk Ca 4,23 dari tabel perhitungan lentur cara n, didapat : ϕ 2,384 > ϕ o (OK) dan 100.n.ω 6,199 Tulangan Tarik Luas tulangan yang diperlukan adalah A ω x b x h 6,199 xx 120 xx 110, xx 17,54 46,9696 cm ,96 mm 2 Maka dipasang 10D25 (As4908,7385 mm 2 ) Gambar 7.7. Pemodelan struktur RLC SAP Page 22

23 Tulangan Samping Luas tulangan samping diambil sebesar 10% dari luas tulangan tarik (PBI ) A 10% x A tulangan tarik 10% x 4908, ,87385 mm 2 Maka dipasang 5D13 (As 663,66 mm 2 ) Cek jarak tulangan tarik Jarak tulangan sebesar S t bb bb 2dd nnnn xx80 10xx25 nn ,778 mm > 30 mm (OK) Gunakan tulangan 1 baris Jadi dipasang 10D25 atau D25-85 sepanjang poer dalam arah x Perhitungan Tulangan Arah Y Dari analisis struktur didapatkan momen tumpuan Ca h nn xx MM bb xx σσ aa 108,25 17,54 xx xx ,847 Diambil δ 0 (tidak memerlukan tekan) untuk Ca 4,767 dari tabel perhitungan lentur cara n, didapat : ϕ 3,51 > ϕ o (OK) dan 100.n.ω 3,158 Tulangan Tarik Luas tulangan yang diperlukan adalah A ω x b x h 3,158 xx 240 xx 108, xx 17,54 46,7758 cm ,58 mm 2 Maka dipasang 10D25 (As4908,7385 mm 2 ) Tulangan Samping Luas tulangan samping diambil sebesar 10% dari luas tulangan tarik (PBI ) A 10% x A tulangan tarik 10% x 4908, ,87385 mm 2 Maka dipasang 5D13 (As 663,66 mm 2 ) Cek jarak tulangan tarik Jarak tulangan sebesar S t bb bb 2dd nnnn xx80 10xx25 nn ,778 mm > 30 mm (OK) Gunakan tulangan 1 baris Jadi dipasang 10D25 atau D25-85 sepanjang poer dalam arah y Kontrol retak Dengan menggunakan Tabel PBI 1971 maka didapatkan: ω 0, p 1200 xx 1000 Untuk balok persegi didapatkan koefisien C 3 1,5 ; C 4 0,04 dan C 5 7,5 Maka lebar retak yang terjadi akibat pembebanan tetap akibat beban kerja dihitung dengan rumus : d C 5 6 w α C3. c + C4. σ a 10 ( cm) ω p ω p AA 4908,7385 BBh w 1 1, ,04. 3,2 0, w 0,00072 cm < 0,01 cm (OK) Kontrol Geser Pons PP τ bp 7, , ,1 2.( aa+bb+2 h tt ) h tt 2.( 0,9+0,9 + 2xx1,5).1,5 4029,45 kg/m 2 0,4029 kg/cm 2 τ bpm 1, ,52 kkkk/cccc2 Didapatkan hasil τbp < τbpm (OK) ( cm) Tebal Isian Beton Tebal isisan beton didefinisikan sebagai berikut : P 58024,1 L 2, 64cm.(D D1) fc'.(606,9 574,9) 35 π + π + Dapat dipakai tebal isisan beton 50mm Kuat geser ϕrn ϕf.r1.fu.a 0,75 x 0,5 x 4100 x 8, ,308 kg 12,365 ton Gaya geser yang diterima tiap tulangan : V max 5,8024 V 0, 967ton jumalhtulangan 6 Didapat V < ϕrn (OK) Panjang penyaluran tulangan A. σ au 8,04x2780 Ld 0,07 0,07 83,63cm σ ' bk 350 Syarat : Ld > 0,0065.dp. σ'au Ld > 0,0065x3,2x278057,824 cm (OK) Detail penulangan poer RLC dapat dilihat pada Gambar Page 23

24 Gambar 7.8. Detail penulangan poer RLC c) Poer ganda radial loading coal Penulangan poer ganda dianalisis berdasarkan gaya-gaya maksimum yang bekerja pada tiang pancang pada poer dengan 4 tiang pancang. Data-data perencanaan poer ganda breasting dolphin Lebar (b) lx 240 cm Panjang (l) ly 240 cm Tinggi (h) 120 cm Selimut beton 8 cm Momen poer 164,4122 ton.m kg.cm Perhitungan tinggi manfaat balok : Hx Ht d 0,5D 110,75 cm Hy Ht d D 0,5D 108,25 cm Perhitungan Tulangan Arah X Dari analisis struktur didapatkan momen tumpuan Ca h nn xx MM bb xx σσ aa ,75 17,54 xx xx ,346 TIANG PANCANG BAJA Ø609.6mm,t12mm 10:1 D25-85 D D28 D25 BETON PENGISI TIANG Ø SELIMUT BETON t50 mm MULTIPLEKS t100 mm Ø D25 TIANG PANCANG BAJA Ø609.6mm,t12mm Diambil δ 0 (tidak memerlukan tekan) untuk Ca 4,346 dari tabel perhitungan lentur cara n, didapat : ϕ 2,464 > ϕ o (OK) dan 100.n.ω 5,858 Tulangan Tarik Luas tulangan yang diperlukan adalah A ω x b x h 5,858 xx 240 xx 110, xx 17,54 88,7717 cm ,17 mm 2 Maka dipasang 20D25 (As 9817,477 mm 2 ) Tulangan Samping Luas tulangan samping diambil sebesar 10% dari luas tulangan tarik (PBI ) A 10% x A tulangan tarik 10% x 9817, ,7477 mm 2 Maka dipasang 8D13 (As 1061,86 mm 2 ) Cek jarak tulangan tarik Jarak tulangan sebesar S t bb bb 2dd nnnn xx80 20xx25 nn ,579 mm > 30 mm (OK) Gunakan tulangan 1 baris Jadi dipasang 20D25 atau D25-90 sepanjang poer dalam arah x Perhitungan Tulangan Arah Y Dari analisis struktur didapatkan momen tumpuan Ca h nn xx MM bb xx σσ aa 108,25 17,54 xx xx ,248 Diambil δ 0 (tidak memerlukan tekan) untuk Ca 4,248 dari tabel perhitungan lentur cara n, didapat : ϕ 2,396 > ϕ o (OK) dan 100.n.ω 6,146 Tulangan Tarik Luas tulangan yang diperlukan adalah A ω x b x h 6,146 xx 240 xx 108, xx 17,54 91,034 cm ,4 mm 2 Maka dipasang 20D25 (As 9817,477 mm 2 ) Page 24

25 Tulangan Samping Luas tulangan samping diambil sebesar 10% dari luas tulangan tarik (PBI ) A 10% x A tulangan tarik 10% x 9817, ,7477 mm 2 Maka dipasang 8D13 (As 1061,86 mm 2 ) Cek jarak tulangan tarik Jarak tulangan sebesar S t bb bb 2dd nnnn xx80 20xx25 nn ,579 mm > 30 mm (OK) Gunakan tulangan 1 baris Jadi dipasang 20D25 atau D25-90 sepanjang poer dalam arah y Kontrol retak Berdasarkan PBI 1971 pasal b retak yang diijinkan 0,01 cm. Dengan menggunakan Tabel PBI 1971 maka didapatkan: ω p 2400 xx 1000 Untuk balok persegi didapatkan koefisien C 3 1,5 ; C 4 0,04 dan C 5 7,5 Maka lebar retak yang terjadi akibat pembebanan tetap akibat beban kerja dihitung: d C 5 6 w α C3. c + C4. σ a 10 ω p ω p ( cm) AA 9817,477 BBh w 1 1, ,04. 3,2 0, w 0,00072 cm < 0,01 cm (OK) Kontrol Geser Pons PP τ bp 58024,1 2.( aa+bb+2 h tt ) h tt 2.( 0,9+0,9 + 2xx1,5).1,5 4029,45 kg/m 2 0,4029 kg/cm 2 τ bpm 1, ,52 kkkk/cccc2 Didapatkan hasil τbp < τbpm (OK) 7, , Tebal Isian Beton Tebal isisan beton didefinisikan sebagai berikut : Kuat geser ϕrn ϕf.r1.fu.a 0,75 x 0,5 x 4100 x 8, ,308 kg 12,365 ton Gaya geser yang diterima tiap tulangan : V max 5,8024 V 0, 967ton jumalhtulangan 6 Didapat V < ϕrn (OK) Panjang penyaluran tulangan A. σ au 8,04x2780 Ld 0,07 0,07 83,63cm σ ' bk 350 Syarat : Ld > 0,0065.dp. σ'au Ld > 0,0065x3,2x278057,824 cm (OK) Detail penulangan poer RLC dapat dilihat pada Gambar 7.9. ( cm) Gambar 7.9. Detail penulangan poer RLC TIANG PANCANG BAJA Ø609.6mm,t12mm BOULDER 30 TON Perencanaan Pondasi Data Spesifikasi Tiang Pancang Perhitungan kebutuhan kedalaman P 58024,1 tiang pancang L 2, 64cm.(D D1) fc'.(606,9 574,9) 35 π + π + Dari hasil perhitungan analisa struktur Dapat dipakai tebal isisan beton 50mm D25-90 D D28 D25 BETON PENGISI TIANG Ø SELIMUT BETON t50 mm MULTIPLEKS t100 mm Ø D25 TIANG PANCANG BAJA Ø609.6mm,t12mm menggunakan SAP 2000 didapatkan beban rencana pada tiang pancang. Nilai beban rencana tersebut dapat dilihat pada Tabel 7.3. Penentuan kedalaman tiang pancang disesuaikan dengan kebutuhan beban rencana. 10: Page 25

26 Tabel 7.3. Output Gaya Dalam Tiang Pancang dari SAP 2000 Tipe Tipe Tiang beban Beban Rencana P (tekan) 58,0241 Ton M2 0,15304 Ton Miring M3 42,87368 Ton.m V2 5,8024 Ton.m V3 ~ 0 Ton Defleksi U1 0,5403 mm U2 4,026 mm Hasil dari perhitungan SAP 2000 didapatkan hasil maksimum dari kombinasi beban, dengan menggunakan SF 3, maka bisa dicari untuk kedalaman tiang yang diperlukan : Axial Force (tekan) 58,0241 x 3 174,0723 ton Kedalaman tiang pancang Dalam perencanaan struktur breasting dolphin ini digunakan kedalaman tiang yang tergantung dari daya dukung tanah dasar. Untuk tiang pancang dengan gaya tarik 77,1046 ton maka dibutuhkan kedalaman tiang sekitar 43 meter Kontrol kekuatan bahan tiang pancang Asumsi kecepatan korosi 0,3 mm/tahun. Korosi tiang diasumsikan terjadi sampai tiang ditumbuhi karang yaitu selama 10 tahun. Metode perawatan digunakan dengan menyediakan alokasi tebal tiang yang akan terkorosi yaitu setebal 3 mm. Mu fy x Z 2100 x kg.cm 63,63 ton.m Kontrol tiang pancang Gaya dalam tiang pancang breasting dolphin perlu dikontrol Kontrol momen M Mmax 42,87368 ton.m < Mu (OK) Kontrol gaya horizontal (Hu) Perhitungan daya dukung tiang terhadap beban lateral menggunakan cara Tomlinson dalam Daya DukungPondasi Dalam oleh Dr. Ir. Herman Wahjudi hal 55 : 2MMMM HHHH ee + ZZZZ 2xx63,63 7,486 tttttt Hu yang terjadi V2 5,8024 ton < Hu (Ok) V3 0 ton < Hu (Ok) Kontrol Tegangan Tegangan pada tiang pancang dapat dihitung dengan rumus sebagai berikut: σσ max PP + MM 58024, AA ZZ 225, σmax 1672,48 kg/cm 2 < σijin 2100 kg/cm 2 Kontrol Kuat Tekuk Besarnya gaya P axial maksimum (Pkritis) terhadap buckling untuk fixed headed conditions adalah: ππ 2. EE. II PP cr (ZZZZ + ee) 2 ππ ( ) ,482 kg 1453,71 ton Pcr 1453,71 ton > Pu 174,0723 ton (OK) Defleksi akibat lateral load Defleksi keseluruhan sisi bawah struktur atas dengan bagian atas tiang pancang besarnya disyaratkan maksimum 4 mm apabila struktur tersebut ditempati manusia. Defleksi hasil SAP U2 0,5403 mm < 4 mm (OK) U3 4,206 mm ~ 4 mm (OK) Defleksi yang terjadi pada struktur radial loading coal memiliki nilai kurang dari 4 mm, jadi telah memenuhi syarat Kalendering Perhitungan kalendering menggunakan rumus. Alfred Hilley Formula (1930) sebagai berikut : Qu P x SF 58,0241 x 3 174,0723 ton 174,0723 2,5xx7xx2 SS + (0,5 xx 0,02) xx 7 + (0,322 xx 7,643) 7 + 7,643 Didapat S 0,0286 m 28,6 mm Jadi setting kalendering yang digunakan untuk tiang pancang adalah 28,6 mm Perencanaan Balok Struktur balok berfungsi sebagai jalannya conveyor radial loading conveyor. Untuk merencanakan balok diperlukan gaya dalam yang ditampilkan pada Tabel 7.4. dibawah ini Page 26

27 Tabel 7.4. Gaya dalam rencana balok RLC Gaya Dalam Max Min Satuan Gaya Geser 27, ,013 Ton Gaya Aksial 0 0 Ton Torsi 3,877-5,404 Ton.m Momen 64, ,87 Ton.m a) Perhitungan Penulangan Balok radial loading coal Data-data perencanaan poer ganda RLC Tinggi balok (h b ) 100 cm Lebar balok (b b ) 120 cm Tebal selimut beton 8 cm Momen balok 1066,75517 ton.m kg.cm Perhitungan tinggi manfaat balok : Hx Ht d 0,5D 90,8cm Hy Ht d D 0,5D 90,2 cm Perhitungan Tulangan Lapangan Dari analisis struktur didapatkan momen tumpuan Ca h nn xx MM bb xx σσ aa 90,8 17,54 xx xx ,9117 Diambil δ 0,4 untuk Ca 4,9117 dari tabel perhitungan lentur cara n, didapat : ϕ 3,110 > ϕ o (OK) dan 100.n.ω 4,529 Dihitung sebagai balok persegi Tulangan Tarik Luas tulangan yang diperlukan adalah A ω x b x h 4,529 xx 120 xx 90,4 100 xx 17,54 28,252 cm ,2 mm 2 Maka dipasang 8D24 (As 3619,11 mm 2 ) Tulangan Tekan Luas tulangan yang diperlukan adalah A δ x A 0,4 x 3619,11 cm ,644 mm 2 Maka dipasang 3D24 (As 1357,168 mm 2 ) Tulangan Samping Luas tulangan samping diambil sebesar 10% dari luas tulangan tarik (PBI ) A 10% x A tulangan tarik 10% x 3619,11 361,911 mm 2 Maka dipasang 4D12 (As 452,389 mm 2 ) Cek jarak tulangan tarik Jarak tulangan sebesar S t bb bb 2dd 2φφ nnnn 120 2xx8 2xx1,2 8xx2,4 nn ,77 cm Jadi dipasang 8D24 atau D sepanjang balok Perhitungan Penulangan Tumpuan Dari analisis struktur didapatkan momen tumpuan Ca h nn xx MM bb xx σσ aa 90,8 17,54 xx xx ,03 Diambil δ 0,4 untuk Ca 4,03 dari tabel perhitungan lentur cara n, didapat : ϕ 2,390 > ϕ o (OK) dan 100.n.ω 6,94 Dihitung sebagai balok persegi Tulangan Tarik Luas tulangan yang diperlukan adalah A ω x b x h 6,94 xx 120 xx 90,4 100 xx 17,54 42,922 cm mm 2 Maka dipasang 10D24 (As 4523,89 mm 2 ) Tulangan Tekan Luas tulangan yang diperlukan adalah A δ x A 0,4 x 4523,89 cm ,56 mm 2 Maka dipasang 4D24 (As 1809,56 mm 2 ) Tulangan Samping Luas tulangan samping diambil sebesar 10% dari luas tulangan tarik (PBI ) A 10% x A tulangan tarik 10% x 4523,89 452,389 mm 2 Maka dipasang 4D12 (As 452,389 mm 2 ) Cek jarak tulangan tarik Jarak tulangan sebesar S t bb bb 2dd 2φφ nnnn 120 2xx8 2xx1,2 10xx2,4 nn ,62 cm Jadi dipasang 10D24 atau D24-85 sepanjang balok Page 27

28 Kontrol retak Berdasarkan PBI 1971 pasal b retak yang diijinkan 0,01 cm. Dengan menggunakan Tabel PBI 1971 maka didapatkan: ω 0,00377 p 1200 xx 1000 Untuk balok persegi didapatkan koefisien C 3 1,5 ; C 4 0,04 dan C 5 7,5 Maka lebar retak yang terjadi akibat pembebanan tetap akibat beban kerja dihitung dengan rumus : AA 4523,89 BBh d C 5 6 w α C. c + C. σ 10 ( cm) 3 4 a ω p ω p 3,2 7,5 6 w 1 1, , , ,00377 w -0,0064 cm (nilai minus, lebar retak ~ 0) < 0,01 cm (OK) Kontrol Dimensi Balok DD 27858,9 τ b bb bb. 7 8.h bb 120xx 7 2,6532 xx100 8 Untuk h < b maka 2,6 ψ ,6 4,575 ) ) 0,45+( bb h 0,45+( τ ib ψψ.mmmmmmmmmmmmmm 2 bb bb. hbb 4, , τ b + τ ib 2, ,717 4,3702 kg/cm 2 τ m 1, ,307 kkkk/cccc2 Didapatkan hasil τ b + τ ib < τm (OK) Penulangan Geser Tegangan beton yang diijinkan berdasarkan PBI 1971 tabel Untuk pembebanan tetap : τ bt 1, ,205 kg/cm 2 Untuk pembebanan sementara : τ bs 1, ,804 kg/cm 2 τ b + τ ib 4,3702 kg/cm 2 < τ bt Dipasang tulangan geser minimum yaitu luas As As 3.bb.aaaa σσσσσσ as AAAA.σσσσσσ 3.bb Pakai as 10 cm 2,262xx xx ,468 cm Panjang penyaluran tulangan Untuk tulangan tarik diambil A. σ au 8,04x2780 Ld 0,07 0,07 σ ' bk 350 Syarat : Ld > 0,0065.dp. σ'au Ld > 0,0065x3,2x278057,824 cm (OK) Untuk tulangan tekan diambil d. σ au 3,2x2780 Ld 0,09 0,09 σ ' bk 350 Syarat : Ld > 0,005.dp. σ'au Ld > 0,005x3,2x278044,48 cm (OK) Detail penulangan dapat dilihat pada Gambar ( cm) 10D25 Penulangan Tumpuan 5D25 Penulangan Lapangan Gambar Detail penulangan balok RLC BAB VIII PERENCANAAN PENGERUKAN 8.1 Umum Langkah-langkah dalam merencanakan suatu pengerukan yaitu sebagai berikut: 1. Menentukan peralatan yang digunakan 2. Menghitung produktivitas 3. Merencanakan metode Pelaksanaan 83,63cm 5D25 5D25 8D25 2Ø Ø D25 5D25 8D Menentukan Peralatan Pengerukan Dalam menentukan peralatan yang digunakan dalam pengerukan ada beberapa hal 42,796cm 10D25 5D25 2Ø Page 28

29 PERENCANAAN DERMAGA CURAH BATUBARA DAN LAPANGAN PENUMPUKAN DI BERAU KALIMANTAN TIMUR yang diperhatikan. Beberapa hal yang menjadi pertimbangan perencanaan adalah: 1. Volume pekerjaan 2. Jenis material 3. Kedalaman perairan 4. Tempat pembuangan material Perhitungan Volume Material Pada bab V dijelaskan perbandingan kondisi eksisting dengan kebutuhan fasilitas dermaga, dimana pada kolam putar dermaga perlu dilakukan adanya pengerukan mengingat kebutuhan kedalaman nominal bulk coal barge 5000 DWT yaitu -5.00mLWS sedangkan kolam putar yang ada mencapai kedalaman mLWS. Selain itu pembangunan dermaga ini diharapkan tidak mengganggu aktivitas pelayaran kapal dermaga lain. Jadi lebar alur pelayaran didepan dermaga perlu diperlebar sehingga saat kapal bertambat pada dermaga ini, kapal lain dapat melewati dermaga ini tanpa berhenti. Layout pengerukan dapat dilihat secara jelas pada Gambar 8.1. dan Gambar 8.2. Untuk menentukan volume pengerukan ini bisa dilakukan dengan membagi areal kolam pelabuhan menjadi beberapa pias. Setiap pias dibuatkan cross sectionnya agar mempermudah menghitung volume kerukan. Volume pengerukan total adalah total akumulasi dari volume seluruh pias yang ada. Bila Gambar 8.2. memperlihatkan area yang harus dikeruk, maka dibuat potongan melintang tiap-tiap pias BULK COAL BARGE 5000 DWT XII kr XI X IX VIII VII VI V IV XI XII III X II IX I VIII VII VI V IV III II I II XII kn XIII XIV XV XVI XVII XIII XVIII XIV XV XVI XVII XVIII III U T A A R Tabel 8.1. Kebutuhan volume pengerukan Potongan A Arata2 Jarak Volume I-I 0 II-II III-III IV-IV V-V VI-VI VII-VII VIII-VIII IX-IX X-X XI-XI XIIkr-XIIkr XIIkn-XIIkn XIII-XIII XIV-XIV XV-XV XVI-XVI XVII-XVII XVIII-XVIII volume total (m 3 ) Dengan demikian volume pengerukan awal yang diperlukan adalah sebesar 18171,3 m 3. Karena tanah bisa memuai (swelling) koefisien tanah untuk lempung adalah 0,07. Volume total galian 1,07 x 27803,7 m ,959 m Jenis Material Dari data stratigrafi tanah diketahui bahwa sampai kedalaman m dari river bed jenis tanah pada Sungai Segah ini adalah lanau kelempungan. Walaupun volume keruk tidak begitu besar, namun material yang perlu dikeruk merupakan tanah lunak yang perlu penanganan khusus. Walaupun volume total galian < m 3, pilihan alat keruk hidraulis yaitu cutter dredrger section ini dipilih. Mengingat tanah dasar sungai yang dikeruk memiliki material berbutir kecil yang cohesive yaitu lanau kelempungan Page 29

30 Gambar 8.3. Cutter Suction Dredger Kedalaman Perairan Pekerjaan pengerukan dilakukan pada areal kolam putar di perairan Sungai Segah. Dari data yang ada, diketahui kedalaman perairan adalah kurang dari mlws. Karena kedalaman yang tidak begitu dalam, maka kedalaman tidak begitu menjadi kendala untuk draft kapal. Karena kapal keruk tipe Cutter Suction Dredger 400CBM ini memiliki draft maksimum sebesar 1,3 meter. Sehingga penggunaan alat keruk tipe ini menjadi pilihan Tempat Pembuangan Material Material hasil kerukan tidak digunakan untuk material reklamasi, melainkan dibuang pada lokasi yang tidak memungkinkan kembali ke lokasi kerukan dan tidak menyebabkan kerusakan lingkungan maupun gangguan bagi lalu lintas perairan. Lokasi yang cocok untuk tempat pembuangan material hasil kerukan pada lokasi ini adalah perairan yang dalam atau diletakkan pada tepi daratan yang berdekatan dengan Sungai saat mengeruk sisi selatan Sungai Segah. 8.3 Produktivitas Alat Keruk Produktivitas dihitung dengan satuan m 3 /jam. Urutan perhitungan produktivitas dari proses pengerukan adalah: 1. Produktivitas kapal keruk 2. Produktivitas barge 3. Waktu pengerukan Produktivitas kapal keruk Produktivitas alat telah dibuat berdasarkan spesifikasi kemampuan mesin dan keseluruhan bagian perlatan yang dapat dilihat secara detail pada Tabel 8.2. Tabel 8.2. Spesifikasi kapal keruk Cutter Suction Dredger Deskripsi Cutter Section Dredger Tahun Produksi 2009 Kapasitas 1000 m 3 /jam Mud Pump mm Power 720 kw Generator 24 kw LOA 38 m Operaton Hydraulic and System Electricity Breadth 5,5 m Draft max 1,3 m Dredging Depth 18 m Dalam pengerukan hidraulik, besar prosentase dalam slurry sebanyak 40% dan prosentase air 60%. Jadi dari produktivitas alat keruk, produktivitas dari pengerukan butiran tanah sebesar 40% dari 1000m 3 / jam yaitu 400m 3 /jam Produktivitas Barge Untuk memobilisasi material hasil kerukan, digunakan split-type hopper barge dengan kapasitas 850m 3 jam. Spesfikasi barge ditunjukkan pada Tabel 8.3. Tabel 8.3. Spesifikasi Hopper Barge Kapasitas 850 m 3 LOA 58,5 m Breadth 12 m Draft max 3,8 m Kecepatan 9,2 knot 4,6 m/s Produktivitas Barge ditentukan oleh kapasitas angkut, manuvering time, dan unloading time. Manuvering Time Manuvering time dari barge (mt) : diambil sebesar 5 menit 0,12 jam Travelling Time Jarak pembuangan + 65 km dari lokasi pengerukan. Dengan kecepatan 4,6 m/s. Maka waktu perjalanan dari barge t ,434 detik 4,6 3,925 jam ~ 4 jam Jadi total travelling time untuk barge bolakbalik menuju lokasi pengerukan : 2t 8 jam Page 30

31 Unloading Time Waktu pengosongan hopper (ut) dengan tipe split relative singkat yaitu butuh waktu 10 detik 0,00278 jam Total Time Total time mt + 2t + ut 0, ,00278 jam 8,12278 jam Lokasi Pengerukan t + ut 4,00278 jam Waktu untuk proses pembuangan material kerukan Total Produksi Produksi untuk 1 unit hopper barge dapat ditentukan sebagai berikut : Q Kapasitas barge / total time 850 / 4 212,5 m 3 /jam Jadi untuk dapat membuang material hasil pengerukan dibutuhkan : QQ dddddddddddd n 400 1,88 ~ 2 buah. QQ bbbbbbbbbb 212,5 Waktu Pengerukan Dalam pelaksanaannya, produksi ini tidak mungkin dapat dicapai karena ada bebrapa pengaruh dari luar. Untuk itu harus dikoreksi untuk mendapatkan nilai produksi yang cukup mewakili. Bila diasumsikan jam kerja untuk satu hari diambil 4 jam, maka waktu efektive pengerukan adalah: Faktor Kelambatan (fd) Faktor kelambatan diambil karena adanya kemungkinan pekerjaan yang terhenti karena faktor lalu lintas (ft) dan faktor cuaca (fw). Waktu yang hilang akibat lalu lintas diperkirakan 1 jam mengingat padatnya arus pelayaran di Sungai Segah. Sedangkan untuk akbat cuaca diperkirakan sebesar 15 menit. jjjjjj kkkkkkkkkk tttttttttt pppppppppppppppp wwwwwwwwww hiiiiiiiiii aaaaaaaaaaaa llllllll llllllllllll ft ,75 Lokasi Pembuangan t 4 jam jjjjjj kkkkkkkkkk tttttttttt Barge tm 0,12 jam jjjjjj kkkkkkkkkk tttttttttt pppppppppppppppp wwwwwwwwww hiiiiiiiiii aaaaaaaaaaaa cccccccccc fw jjjjjj kkkkkkkkkk tttttttttt 4 0,25 0, fd ft x fw 0,75 x 0,9375 0, ~ 0,7 Faktor Operasional (fa) Faktor operasional diambil dari Tabel 7.2 Dredging and Dredging Equipment (de Heer dan Rochmanhadi, 1989). Untuk pengaruh tata laksana yang baik dan pengaruh crew yang baik, didapat faktor operasional pada cuaca baik sebesar 0,82. Faktor Mekanis (fm) fm 1 (tidak ada reduksi berhubung kapal keruk berumur < 5tahun). Produktivitas Faktor Mekanis (fm) P Pmax.fd.fa.fm 400 x 0,7 x 0,82 x 1 229,6 m 3 /jam. Lama Waktu Pengerukan t V / P 29749,959 m 3 / 229,6 m 3 /jam 129,6 jam ~ 130 jam 32,5 hari kerja 33 hari kerja BAB IX ANALISIS STABILITAS TANAH DASAR LAPANGAN PENUMPUKAN BATUBARA 9.1 Gambaran Umum Gambar 9.1 Stockyard batubara di Berau, Kalimantan Timur 9.2 Data Perencanaan Batubara yang datang dari lokasi tambang akan dipecah menjadi ukuran-ukuran tertentu, yang hasil pemecahan batubara diletakkan pada area lapangan penumpukan. Lapangan Page 31