BAB IV HASIL DAN PEMBAHASAN 4.1 Merencanakan girder Sturktur perencanaan crane dengan H-beam atau Wide Flange untuk kepastian 5 (lima) ton terdiri atas dua girder utama memanjang yang ujungnya diikatkan pada dua girder silang ( end carriage ) yang menjadi tempat pemasangan roda penjalan. Faktor Utama dalam penyelesaian perencanaan girder H-Beam adalah tegangan lentur atau tegangan bengkok suatau aman dan defleksi girder yang diinginkan. Dibawah ini direncanakan bagaimana cara menentukan pemilihan bahan yang cocok untuk mendapatkan momen bengkok dan gaya lateral dalam batasan aman, untuk pembuatan girder yang sesuai dengan kapasitas 5 Ton. - Beban angkat maksimum (Q) 5000 kg 5 ton - Berat Troli Hoisting Crane ( G ) 640 kg 0.64 ton - Panjang Bentangan girder Utama ( L ) 1800 cm 18 m - Jarak antara roda troli hoisting crane ( a ) 32 cm 0.32 m - Berat balok profil gelegar percentimeter ( q ) 1,055 kg/cm Menentuka beban yang dipikul oleh girder memanjang utama adalah : P Q+G 2 5000 +640 2 2820 kg [AUTHOR NAME] 38
4.1.1 Merencanakan momen bengkok dan gaya lateral akibat beban konstan Menentukan momen bengkok akibat beban konstan Mb q. x 2. (L x), dimana x 450 cm, dianggap merupakan jarak tumpu dari sebelah kiri. ( lihat gambar 4.1 ) 1,055. 450 2 320456,25 kg-cm. ( 1800 450 ) Menentukan momen bengkok maksimum bila x L 2 adalah : G 1 q. L 1,055 x 1800 1899 MBmaks G 1. L 8, ( dimana G 1 q. L ) 1899 x 1800 8 427275 kg-cm Dari perhitungan diatas Mb 320456,25 kg/cm < MBmaks 427275 kg/cm, maka momen bengkok terhadap beban konstan memenuhi syarat. Tabel 1.1 Hasil perhitungan momen bengkok terhadap beban konstan Momen bengkok akibat beban konstan Momen bengkok maksimum 320456,25 kg/cm 427275 kg/cm [AUTHOR NAME] 39
Dan kurva momen bengkok akan merupakan suatu parabola yang digambarkan sesuai girder sepanjang L dengan koordinat maksimum MBmaks. Gambar 4.1 Kurva momen bengkok akibat beban konstan 4.1.2 Merencanakan momen bengkok dan gaya lateral akibat beban gerak ( troli dan muatan) Menentukan momen bengkok akibat beban gerak karena beban troli dan muatan. Bila roda troli berbeban didistribusikan seragam pada rodanya, maka beban pada satu roda adalah : P Q+G 4 5000+640 4 1410 kg Dapat diasumsikan dalam hal ini bahwa girder akan menahan dua buah beban P yang identic terpisah jauh a 32 cm. P Q+G 4 [AUTHOR NAME] 40
5000+640 2 2820 kg Jadi momen bengkok terhadap beban gerak adalah : Mb 2.P L [ ( L - a 2 ) x ] x 2 x 2820 1800 [ ( 1800-32 2 ) 450 ] 450 1880940 kg-cm Momen bengkok maksimum akan terjadi pada penampang yang berjarak a dari bagian 2 tengah bentangan girder WF-Beam tersebut, adalah : Mb maks P 2 L (L a 2 )2 2820 2 x 1800 ( 1800 32 2 ) 2 2493080,53 kg-cm Dari perhitungan diatas Mb 1880940 < Mb maks 2493080,53, maka momen bengkok terhadap beban gerak memenuhi syarat. Tabel 1.2 Hasil perhitungan momen bengkok terhadap beban gerak Momen bengkok akibat beban gerak Momen bengkok maksimum 1880940 kg/cm 2493080,53 kg/cm Dan kurva momen bengkok didistribusikan dengan bentuk parabola dengan kordinat terbesar pada panjang (L a 2 ). [AUTHOR NAME] 41
Gambar 4.2 Kurva momen bengkok terhadap beban gerak Gaya lateral akibat beban gerak T X 2. P 2 { (L a 2 ) x } 2. 2820 2 4179,867 kg { (1800 32 2 ) 450 } Gaya lateral maksimum akibat beban gerak, bila x 0 cm pada penumpuan sebelah kiri adalah : T maks 2P P a L T maks 2 x 2820 2820. 32 1800 5589,867 kg Dari perhitungan diatas T X 4179,867 kg < T maks 5589,867 kg, maka gaya lateral akibat beban gerak memenuhi syarat. [AUTHOR NAME] 42
Gambar 4.3 Kurva gaya lateral akibat beban gerak 4.1.3 Perencanaan bahan profil wide flange untuk girder Dibawah ini diperhitungkan bagaimana memilih material untuk mendapatkan harga momen inersia dalam batas aman yang sesuai dengan besarnya beban yang diterima oleh girder guna mendapatkan defleksi yang diinginkan. Untuk mendapatkan defleksi maksimum dalam rumus sebagai berikut : ẟmaks ẟmaks 1 700. L 1 700. 1800 2,57 cm Besarnya reaksi tumpuan yang dipikul satu girder akibat beban terhadap momen pada bidang A B, adalah : RA RB P 2 2820 2 1410 kg [AUTHOR NAME] 43
Momen bengkok maksimum yang terjadi : Mbmaks RA. L 2 1410 x 1800 2 1269000 kg-cm Luas bidang momen ditinjau terhadap beban titik pada A1 A2, adalah sebagai berikut. Am Mbmaks 1 4. L 1269000. 1 4. 1800 5,7105 x 10 8 kg-cm 2 Gambar 4.4 Kurva momen akibat reaksi tumpuan Jika ditinjau berdasarkan reaksi tumpuan dititik B, terhadap jarak X1 adalah : X1 1 6. L [AUTHOR NAME] 44
1 6. 1800 300 cm Dan jika ditinjau berdasarkan reaksi tumpuan dititik B, terhadap jarak X2 adalah : X2 X1 1 2. L X2 300. 1 2. 1800 1200 cm Menentukan lenturan titik-titik B : δ b ( A1. X1 )+( A2. X2 ), ( Dimana E 2,2 x 10 6 kg/cm 2 ) E. 1x δ b ( 5,7105x108. 300 ) + ( 5,7105x10 8. 1200 ) 2,2 x 10 6. Ix 389231,818 Ix Jadi harga δ 1 389231,818 2. Ix 194615,909 Ix 194615,909 25,7 7572,60 cm 4 Menentukan lenturan δ 2 δ 2 ( 5,7105x108. 1200 ) 2,2 x 10 6. Ix [AUTHOR NAME] 45
( A2. X2 ) E. Ix 311481,818 Ix Jadi Ix 311481,818 δ maks, ( Dimana δ maks 25,7 cm ) 311481,818 25,7 121199,151 cm 4 Dari perhitungan diatas kita mencoba menggunakan balok profil H-Beam atau WF 800 x 200 x 11 x 17, apakah profil tersebut memenuhi syarat atau tidak : Keterangan : H 800 mm 80 cm B 200 mm 20 cm T 17 mm 1,7 cm t 11 mm 1.1 cm Menentukan momen inersia maksimum pada I-section terhadap sumbu x-axis b B t 20 1,1 18,9 cm h H ( 2 x T ) 80 ( 2 x 1,7 ) 76,6 cm I x. maks B. H3 12 b. h3 12 [AUTHOR NAME] 46
I x. maks 20 x 803 12 18,9 x 76,63 12 I x. maks 10240000 12 145441,55 cm 4 8494701,314 12 Dari perhitungan diatas bahwa Ix 121199,151 cm 4 < Ix maks 145441,55 cm 4. Maka momen inersia dengan menggunkan balok profil WF 800 x 200 x 11 x 1. Terbukti memenuhi syarat untuk girder memanjang utama. Tabel 1.3 Hasil perhitungan momen inersia pada profil WF-beam 800. Momen inersia WF Momen inersia WF maksimum 121199,15 cm 4 145441,55 cm 4 Modulus section profil WF-Beam Zx terhadap x-axis Zx ( B. H3 )+( b. h 3 ) 6. H ( 20. 803 )+(18,9. 76,6 3 ) 6. 80 1745298,69 480 3636,039 cm 3 [AUTHOR NAME] 47
4.1.4 Perencanaan deformasi defleksi girder Defleksi girder memanjang utama yang berlebihan akan memnyebabkan seluruh jembatan bergetar dan berpengaruh besar pada operasi crane. Untuk menjaga defleksi girder memanjang utama dalam batas aman, penyelesaian diantara salah satunya yaitu badan girder harus dibuat cukup tinggi dan memiliki momen inersia yang memadai. ( A ) ( B ) Gambar 4.5 Defleksi girder memanjang utama crane jalan a. Perencanaan difleksi akibat beban konstan δ δ G1 E. Ix x 5. L 384 1899 2,2 x 10 6. 145441,55 x 5 x 1800 384 5,9 x 10-9. ( 7,5 x 10 7 ) 0,44 cm b. Menentukan defleksi girder akibat beban gerak untuk satu girder dipakai rumus (b) δ δ P 48. E. Ix. ( L a). [L2 + (L + a 2 )] 2820 48.(2,2 x 10 6 ). 145441,55. ( 1800 32). [18002 + (1800 + 32 2 )] [AUTHOR NAME] 48
2820 1,53x10 13. ( 1769). (3,2x106 + 3,3x10 6 ) 3,2x1013 1,53x10 13 2,09 cm Jadi defleksi total yang terjadi pada girder memanjang utama δ tot δ + δ 0,44 + 2,09 2,53 cm Dari perhitungan diatas δ 1.tot 2,53 cm < δ maks 2,57 cm, maka perencanaan defleksi untuk satu girder tersebut memenuhi syarat dan aman untuk digunakan. Karena perhitungan perencanaan diatas hanya untuk satu girder, sehingga perlu mengecek perencanaan secara keseluruhan untuk kedua girder sesuai dengan persyaratan atau tidak. Besarnya beban yang diterima oleh kedua girder : P Q + G 5000 + 640 5640 kg Defleksi total double girder digunakan rumus : δ 2.tot P. L 3 48. E. Ix + 5. q. L4 384. E. Ix 5640. 1800 3 + 5. 1,055. 1800 4 48 x (2,2x10 6 ) x 145441,55 384 x (2,2x10 6 ) x 145441,55 [AUTHOR NAME] 49
3,3x10 13 5,5x1013 1,6x1013 + 12,3x10 13 2,06 + 0,45 2,51 cm Dari perhitungan diatas δ 2.tot 2,51 cm < δ maks 2,57 cm, maka perencanaan defleksi untuk double girder untuk kapasitas 5 ton dengan menggunakan profil WFbeam (WF.800) tersebut memenuhi syarat dan aman untuk digunakan. Tabel 1.4 Hasil perhitungan defleksi total satu girder dan double girder Defleksi Girder Defleksi Total Girder Defleksi maksimum Satu Girder 2,53 cm 2,57 cm Double Girder 2,51 cm 2,57 cm Menetukan tegangan bengkok terhadap arah horizontal ( lendutan lateral profil ) Flens tekan balok profil cenderung menekuk sisi mendatar apabila balok profil terlalu panjang. Lendutan lateral balok profil dapat diindari dengan cara menggunakan system lantai atau tegangan yang diijinkan dengan penuh bisa dipergunakan. Jika tidak, tegangan harus dikurangi. Dalam perencanaan ini dianggap semua balok profil diperkuat secara sempurna melawan lendutan lateral. Gaya horizontal terhadap beban pengangkatan dan beban troli hoisting crane akibat pengereman adalah : H 2 1 10. (Q+G 2 ) H 2 1 10 + 640. (5000 ) 2 [AUTHOR NAME] 50
282 kg Perencanaan gaya horizontal akibat berat girder memanjang utama H3 1/7 Gtot, Dimana Gtot G 5292,02 kg 1/7 x 5292,09 756,01 kg Menentukan momen bengkok horizontal MBH 1 2. H 2 8. L. ( 2. L a)2 + 1 8. H 3 L M BH 1 2 x 282 8. L x ( 2x1800 32) 2 + 1 8 x 756,01 x 1800 124654,027 + 170100,64 294754,67 kg-cm Menentukan tegangan bengkok lateral yang diijinkan ( σ BH ) σ BH M BH Z γ Dimana, Z γ H. B3 h. t 3 6. B (80. 203 ) (76,618. 9 3 ) 6. 20 1023,77 cm 3 Maka : σ BH M BH Z γ 286445,78 1023,77 287,91 kg/cm 2 [AUTHOR NAME] 51
Menentukan gaya geser karena beban hidup ( troli dan muatan ) Kita menentukan diagram gaya lintang ( geser ) akibat gaya pembebanan pada jarak x 1000 cm, untuk perencanaan girder diatas, perhitungan ini berdasarkan satu profil girder memanjang utama. RA ƩMB 0 RB ƩMA 0 -H x 800 + RA x 1800 0 -H x 1000 + RB x 1800 0 RA x 1800 H x 800 RB x 1800 H x 800 282 x 800 RA 1800 282 x 1000 RB 1800 125,3 kg 156,7 kg Gambar 4.6 Diagram gaya lintang akibat beban hidup dimana : gaya horizontal P H2 282 kg Perencanaan Modulus section yang terjadi terhadap sumbu y y ( Z γ ) Z γ Z γ P. x σ BH 282. 1000 279,79 979,58 cm 3 [AUTHOR NAME] 52
Dari hasil perhitungan di atas diperoleh hasil bahwa Z γ 1023,77 cm 3 Z γ 979,58 cm 3, maka modulus tahanan profil terhadap gaya horizontal memenuhi syarat dan aman digunakan. 4.1.5 Merencanakan Pelat Penggantung Monorel Troli Hoisting Crane Konstruksi pelat berfungsi sebagai penggantung monorel troli hoisting crane dan pelat tersebut juga menahan beban pengangkatan dan beban troli. Besarnya beban yang ditahan oleh pelat P Q + G 2 Gambar 4.7 Pelat penggantung 5000 + 640 2 2820 kg Menetukan momen inersia pelat ( Ix ) Keterangan : b 16 mm 1,6 cm h 100 mm 10 cm [AUTHOR NAME] 53
Maka : Ix b. h3 12 1,6. 103 12 133,3 cm 4 Perencanaan defleksi pelat penggantung troli Perencanaan defleksi pada pelat akibat beban berat pelat (δ tot ) Dimana : E : 2,2x10 6 L : 60 cm Menentukan defleksi akibat beban berat pelat ( δtot ) δ tot P. L 3 48. E. Ix 2820. 60 3 48. 2,2x10 6. 133,3 6,091x108 1,408x10 10 0,043 cm Dimana harga defleksi maksimum yang diijinkan adalah : δ maks 1 700 x L 1 700 x 60 0,086 cm [AUTHOR NAME] 54
Dari hasil perhitungan diatas δ tot 0,043 cm < δ maks 0,086 cm, maka pelat tersebut memenuhi syarat dan aman digunakan penggantung monorel troli. 4.1.6 Perencanaan Flens Bawah INP Monorel Troli Hoisting Crane Profil monorel troli hoisting crane menerima beban merata, beban titik dan beban bergerak, sehingga pada monorel troli mengalami bending down force yang mana terjadi pada bagian flens bawah. Perencanaan perhitungan kekuatan flens bawah terhadap profil besi INP adalah supaya bahan yang digunakan untuk monorel benarbenar aman terhadap beban pengangkatan dan berat troli itu sendiri. Digunakan : Bahan yang diambil dari JIS E 4502 lambang SF A 60 A, yang mempunyai tegangan Tarik bahan ( σt ) 60 kg / mm 2 Faktor keamanan untuk beban 5,64 ton ( fk ) 3,5 Keterangan : h 300 mm b 125 mm s 10,8 mm t 16,2 mm r 6,5 mm Gambar 4.8 Bending down force pada monorel troli [AUTHOR NAME] 55
Menentukan tegangan Tarik yang diizinkan ( σ t ) σt σ t fk 60 3,5 17,1 kg / mm 2 Tegangan akibat bending down force pada lens bawah akibat beban dapat ditentukan dengan rumus menggunakan rumus : Perencanaan tegangan kekuatan flens bawah akibat beban ( σ ) σ 3,05. P 5000 + 640 t 2, Dimana : P 1410 kg 4 3,05. 1410 (16,2) 2 16,4 kg / mm 2 Dari hasil perhitungan diatas σ 16,4 kg / mm 2 < σt 17,1 kg / mm 2, maka kekuatan flens bawah dari profil INP 300 memenuhi syarat dan aman. Tabel 1.5 Hasil perhitungan flens bawah Profil INP 300 Tegangan Tarik akibat beban Tegangan Tarik yang diizinkan 16,4 kg/mm 2 17,1 kg/mm 2 [AUTHOR NAME] 56
4.2 Merencanakan End Carriage Perhitungan menentukan end carriage meliputi antara : 4.2.1 Menentukan Profil End Carriage a. Beban akibat berat girder memanjang utama Gambar 4.9 Beban akibat batang girder memanjang utama Besarnya beban yang diterima oleh girder melintang ( end carriage ), sesuai dengan perencanaan yaitu double girder memanjang utama : RA1 RB1 Di mana : RA 1 2. L. q 1 2. 1800 x 1,055 949,5 kg Karena dalam perencanaan menggunakan daouble girder memanjang utama, maka berat yang ditahan oleh end carriage adalah : RA1 2. RA 2 x 949,5 [AUTHOR NAME] 57
1889 kg b. Beban akibat berat troli dan berat pengangkatan Dalam perencanaan jarak x 51 cm, merupakan jarak tumpuan atau pembatas gerak troli hoisting saat membawa beban pengangkatan pada waktu melintas di monorel troli dengan jarak end carriage supaya tidak kandas. Gambar 4.10 End carriage akibat berat troli dan berat pengangkatan Besarnya reaksi tumpuan ( RA2 ) adalah : R A2 P. ( L x ), Di mana P Q + G 2 5000 + 640 5640 kg 5640. ( 1800 51 ) 2 5480,2 kg Sehingga dari perhitungan di atas gaya total yang diterima oleh end carriage adalah : F R A1 + R A2 1889 + 4923 6821 kg [AUTHOR NAME] 58
4.2.2 Menentukan Defleksi Pada End Carriage Untuk itu perlu ditinjau berdasarkan pemerikasaan terhadap lenturan atau defleksi yang terjadi. Dalam merencanakan defleksi pada end carriage perlu diperhatikan akibat beban-beban yang terjadi, yaitu : a. Defleksi end carriage ditinjau terhadap beban merata ( Berat Profil UNP 200 ) Gambar 4.11 Defleksi end carriage akibat beban merata Di mana : q 0,279 kg/cm x 2 profil end carriage ( Lampiran 9 ) 0,558 kg/cm Ix 18,2 x 10 6 mm 4 1820 cm 4 x 2 profil end carriage 3640 cm 4 δ δ 5. q. L 4 384. E. Ix 5 x 0,558 x 250 4 384 x (2,2x10 6 ) x 3640 0,0035 cm [AUTHOR NAME] 59
b. Defleksi end carriage ditinjau terhadap gaya Gambar 4.12 Defleksi end carriage akibat gaya total δ F 48. E. Ix ( L a). [L2 + (L + a 2 )], dimana : a jarak antara girder 6821 48. (2,2x10 6 ). 3640 ( 250 80). [2502 + (250 + 80 2 )] 0,208 cm Defleksi total yang terjadi pada End Carriage (δ tot ) δ tot δ + δ 0,0035 + 0,208 0,211 cm Dimana defleksi maksimal adalah : δ maks 0,0015. L 0,0015 x 250 0,357 cm Karena nilai defleksi yang terjadi pada end carriage dari hasil perhitungan lebih kecil dari nilai defleksi maksimal, maka profil tersebut aman dan dapat digunakan. Tabel 1.6 Hasil Perhitungan Defleksi End Carriage Defleksi Total End Carriage Defleksi Maksimal 0,211 cm 0,357 cm [AUTHOR NAME] 60
4.2.3 Menentukan Daya Motor End Carriage A. Motor penggerak Putaran roda gigi pinion ( n 1 ) output dari gear motor / reducer : n 1 155,03 rpm ( lampiran 4 ) Diameter jarak bagi roda gigi pinion ( d b1 ) d b1 90 mm Dari data di atas, maka dapat ditentukan kecepatan keliling sebagai berikut : v 1 π. d b1. n 1 60 x 1000 3,14 x 90 x 155,03 0,730 m/s 60 x 1000 B. Roda jalan atau roda penggerak Diameter roda jalan ( d ) 256 mm Diameter jarak bagi roda jalan ( d b2 ) 270 mm Menentukan kecepatan putaran roda gigi jalan atau roda gigi penggerak ( n 2 ) n 2 v1. 60 x 1000 π. d b2 0,730 x 60 x 1000 3,14. 270 51,66 rpm Menentukan kecepatan keliling roda jalan atau roda penggerak ( v 2 ) [AUTHOR NAME] 61
v 2 π. d. n 2 60. 1000 3,14 x 256 x 51,66 60000 0,671 m/s Jadi kecepatan jalan untuk penggerak overhead crane ( v ) dalam m/menit adalah : v 0,671 x 60 41,52 m/menit 0,7 m/s C. Menentukan tahanan gerak antara roda jalan dengan rel Dimana kita menentukan dahulu berat komponen secara keseluruhan kerangka overhead crane ( Go ), diantaranya adalah : a. Berat komponen end carriage - Berat roda jalan ( G1 ), terdiri dari 4 buah roda jalan Gambar 4.13 Roda jalan Dimana, roda jalan mempunyai data berikut : Bahan dari besi tuang mempunyai berat jenis ( ρ ) 0,00722 kg/cm 2 do 28,6 cm [AUTHOR NAME] 62
d 6,5 cm d1 25,6 cm L b 8,5 cm 2 cm Menentukan volume pada roda jalan : v [ 1 4. π. (do2 d 2 ). b]. 2 + [ 1 4. π. (d 1 2 d 2 ). L] [ 1. 3,14. 4 (28,62 6.5 2 ). 2]. 2 + [ 1. 3,14. 4 (25,62 6,5 2 ). 8,5] [ 0,785. (860,2). 2]. 2 + [ 0,785. (613,1) ]. 8,5 2701,02 + 4090,9 6791,92 cm 3 Jadi Berat roda jalan ( G1 ) adalah : G1 v. ρ. 4 buah roda jalan 6791,92 x 0,00722 x 4 196,1 kg - Berat bantalan roda jalan G2, terdiri dari 8 buah bantalan Gambar 4.14 Bantalan roda jalan [AUTHOR NAME] 63
Dari gambar diatas dengan data sebagai berikut : D 120 mm d 65 mm B 23 mm Berat bantalan ( G2 ) 0,9 x 8 7,2 kg - Berat profil UNP 200 End Carriage ( G3 ), terdiri dari 4 buah profil Gambar 4.15 Profil UNP 200 Dari gambar di atas terdapat data sebagai berikut : Berat profil per meter ( q ) 27,9 kg/m L 3 meter Jadi Profil ( G3 ) adalah : G1 ( q. L ). 4 buah poros ( 27,9 x 3 ) x 4 334,8 kg [AUTHOR NAME] 64
- Berat poros roda jalan ( G4 ), terdiri dari 4 buah poros Gambar 4.16 Poros roda jalan Dimana : bahan poros dari baja dengan berat jenis ( ρ ) 0,0079 kg/cm 2 L 250 mm D 65 mm Jadi berat poros ( G4 ) adalah : G 4 [ 1. π. 4 d2. L. ρ]. 4 buah poros [ 1 x 3,14 x 4 652 x 0,25 x 0,0079] x 4 26,20 kg - Berat motor penggenggerak ( G5 ), terdiri dari 2 buah motor : ( G5 ) 48 kg x 2 96 kg - Berat roda gigi pinion ( G6 ), terdiri dari 2 buah roda gigi. Gambar 4.17 Roda gigi pinion [AUTHOR NAME] 65
Menentukan volume roda gigi pinion adalah : v [ 1. π. 4 (di2 d 2 ) ]. B + [ 1. π. 4 (do2 d 2 ). L] [ 0,785. (10 2 3,5 2 ) ]. 3,2 + [ 0,785. (6 2 3,5 2 ). 9] 220,42 + 167,79 388,21 cm 3 Jadi berat roda gigi pinion ( G6 ) v. 2. ρ 388,21 x 0,0079 x 2 6,13 kg Sehingga berat total end carriage ( G ) G G1 + G2 + G3 + G4 + G5 + G6 196,1 + 7,2 + 334,8 + 26,20 + 96 + 6,13 666,43 kg b. Berat Komponen Girder - Berat profil girder ( WF.800 ), terdiri dari 2 buah profil. Gambar 4.18 Profil Wide Flange 800 [AUTHOR NAME] 66
Dari gambar diatas didapat data sebagai berikut : Berat profil ( q ) 105,5 kg/m L 18 m Jadi berat girder memanjang utama ( g 1 ) ( q. L ). 2 ( 105,5 x 18 ) x 2 3798 kg - Berat profil INP 300 monorel troli ( g 2 ) Gambar 4.19 Profil INP 300 Dari gambar diatas didapat data sebagai berikut : Berat profil ( q ) 55,08 kg/m L 17 m Jadi berat profil ( g 2 ) ( q. L ) ( 55,08 x 17 ) 936,36 kg [AUTHOR NAME] 67
Berat pelat penggantung monorel dan penahan girder ( g 3 ), terdiri dari 74 buah pelat. Gambar 4.20 Pelat Dari gambar diatas didapat data sebagai berikut : Berat jenis untuk baja ( ρ ) 0,00785 kg/cm 3 L 0,6 m b 100 mm h 16 mm Jadi berat pelat ( g 3 ) ( h. b. L. ρ ) x 74 Pelat ( 16 x 100 x 0,6 x 0,00785 ) x 74 557,66 kg Sehingga berat total girder memanjang utama dan perlengkapan lainnya ( G ) G g 1 + g 2 + g 3 3798 + 936,36 + 557,66 5292,02 kg c. Berat total overhead crane ( Go ) Go G + G 666.43 + 5292,02 5,95 Ton Maka tahanan gerak ( W ) adalah : W β ( Q + G + Go ) ω 1,25. ( 5 + 0,64 + 5,95 ). 20,5 [AUTHOR NAME] 68
296,9 kg Menentukan daya statik motor ( N ) N W. v 75. η 296,9 x 41,52 75 x 60 x 0,85 3,2 HP 2,4 kw Untuk mendapatkan daya maksimum motor maka perlu adanya factor koreksi ( fc ), untuk mendapatkan factor keamanan. Dimana harga factor koreksi berkisar 0,8 sampai dengan 1,2, sehingga daya motor rencana listrik ( Pd ) adalah : Dimana : N p Pd p x fc 2,4 x 1,2 2,88 kw Direncanakan pada motor en carriage dilengkapi dengan 2 (dua) unit motor listrik, sehingga masing-masingend carriage memerlukan daya listrik : N Pd 2 2,88 2 1,44 kw Dikarenakan harga standar daya motor berdasarkan katalog ( lampiran 4 ), kami mementukan harga lebih tinggi dari hasil perhitungan yaitu type CHENTA 45E dengan data sebagai berikut : [AUTHOR NAME] 69
Pd 1,5 kw 2 HP n 1450 rpm 4.2.4 Menentukan Bahan Roda Gigi End Carriage Dalam perencanaan roda gigi yang paling penting adalah bagaimana mendapatkan beban yang sesuai dengan tegangan lentur beban yang diijinkan disamping itu kekuatan tegangan tarik bahan. ( Lampiran 6 ) a) Memilih bahan untuk roda gigi pinion Rencana bahan diambil baja karbon ( S 45 C ) dengan data : Tegangan tarik ( σ tp ) 58 kg/mm 2 Tegangan lentur ijin ( σ p ) 30 kg/mm 2 Kekerasan permukaan sisi gigi ( HBp ) 200 HB b) Memilih bahan untuk roda gigi jalan Rencana bahan diambil besi cor ( FC 30 ) mempunyai data : Tegangan tarik ( σ tp ) 30 kg/mm 2 Tegangan lentur ijin ( σ p ) 13 kg/mm 2 Kekerasan permukaan sisi gigi ( HBg ) 200 HB c) Direncakan roda gigi lurus, dengan data sebagai berikut : Sudut tekan ( α ) 20 full depth involute system ( lampiran 10 ) Diameter jarak bagi roda gigi pinion ( dp ) 90 mm Diameter jarak bagi roda gigi jalan ( dg ) 270 mm Modul ( m ) 5 Menentukan jumlah gigi ( z ) [AUTHOR NAME] 70
- Jumlah gigi pinion ( Zp ) dp m 90 5 18 gigi - Jumlah gigi pinion ( Zg ) dp m 270 5 54 gigi Menentukan jarak sumbu poros ( a ) a (Z 1 + Z 1 ). m 2 (18 + 54). 5 2 180 mm Menentukan Harga untuk factor levis berdasarkan bentuk gigi ( Y ) Harga untuk factor levis berdasarkan bentuk gigi sesuai masing-masing jumlah gigi yaitu diambil berdasarkan sudut tekan ( α ) 20 full depth involute system adalah sebagai berikut : a) Roda gigi pinion ( Yp ) Yp 0,154-0,912 Zp (lampiran 11) 0,154-0,912 18 0,104 b) Roda gigi jalan ( Yg ) [AUTHOR NAME] 71
Yg 0,154-0,912 Zg 0,154-0,912 54 0,137 Kita membandingkan hasil dari perhitungan di atas berdasarkan tegangan lentur bahan yang diijinkan, dimana hasil yang terkecil diambil untuk menentukan besarnya gaya tangesial. σp. Yp : σg. Yg 30 x 0,104 : 13 x 0,137 3,12 > 1,781 Maka yang dipergunakan persamaan untuk menghitung besarnya gaya tangesial adalah persamaan untuk roda gigi jalan. Di dalam perencanaan biasanya besarnya gaya tangesial digunakan persamaan yang dikalikan dengan factor koreksi. Maka, Ft 4500 x Pd v. Cs, di mana : Pd 2 HP v 41,52 m/menit 4500 x 2 41,52 x 1,25 270,95 kg [AUTHOR NAME] 72
Tabel 1.7 Untuk mementukan harga factor koreksi ( Cs ) Type Beban 3 jam/hari ( sumber : CAT. No. E1102c 2006 J-2 Printed in Japan NSK Ltd. 2005 ) Menentukan factor kecepatan ( Cv ) Type Service 8 s/d 10 jam/hari 24 jam/hari Steady 0,8 1 1,25 Tumbukan Ringan 1 1,25 1,54 Tumbukan Medium 1,25 1,54 1,8 Tumbukan Berat 1,54 1,8 2 Cv 3 3 + v, dimana : v kecepatan keliling roda jalan 0,692 m/detik 3 3 + 0,692 0,813 Menentukan bahan permukaan yang diijinkan untuk persatuan lebar sisi gigi ( F G Tabel 1.8 Faktor tegangan kontak pada bahan roda gigi ( sumber : CAT. No. E1102c 2006 J-2 Printed in Japan NSK Ltd. 2005 ) Dimana harga ( k ) 0,079 kg/mm 2 [AUTHOR NAME] 73
Maka, F G Cv. kh. dp. 2. Z 1 Z 1 + Z 2 0,813 x 0,079 x 90. 2. 54 18 + 54 8,671 kg/mm 2 Menentukan lebar sisi gigi ( b ) b Ft F H 270,95 8,671 31,3 mm Dengan mempertimbangakan keamanan maka lebar sisi gigi diambil ( b ) 32mm Menentukan tegangan lentur pada sisi gigi ( σ ) - Tegangan lentur yang terjadi pada roda gigi pinion ( σpl ) σpl Ft b. m. Yp 270,95 32 x 5 x 0,103 16,44 kg/mm 2 Dari hasil perhitungan diatas bahwa harga tegangan lentur terjadi pada roda gigi pinion lebih kecil dari tegangan lentur bahan yang diijinkan, maka bahan tersebut aman dan dapat digunakan. - Tegangan lentur yang terjadi pada roda gigi jalan ( σg1 ) σg1 Ft b. m. Yg [AUTHOR NAME] 74
270,95 32 x 5 x 0,137 12,36 kg/mm 2 Dari hasil perhitungan diatas bahwa harga tegangan lentur terjadi pada roda gigi jalan lebih kecil dari tegangan lentur bahan yang diijinkan, maka bahan tersebut aman dan dapat digunakan. 4.2.5 Menentukan Bahan Poros Pada Roda Jalan Direncanakan bahan poros diambil dari bahan karbon ( S 45 C ), dengan mempunyai data : Tegangan Tarik ( σt ) 58 kg/mm 3 Faktor Keamanan ( sfi ) 6,0 Faktor Keamanan ( sfi ) 2,0 Menentukan tegangan lentur yang diijinkan ( σb ) σb σ 1 Sf 1 +Sf 2 58 6 +2 4,8 kg/mm 2 480 kg/cm 2 Menentukan beban yang diterima oleh setiap poros ( P ), poros terdiri dari 4 poros P Q+G+Go 4 5000+640+5889,92 4 [AUTHOR NAME] 75
2882,48 kg Gambar 4.21 Momen lentur pada poros Karena poros dalam keadaan diam, maka poros hanya mengalami momen lentur ( Mb ) Mb P. a 4 2882,48 x 9,3 4 6701,77 kg/cm Menentukan tegangan bengkok yang terjadi berdasarkan perencanaan poros (σb) direncanakan diameter poros ( d ) 6,5 cm σb 10,2. Mb d 3 10,2 x 6701,77 6,5 3 284,91 kg/cm 2 Maka dari perhitungan diatas tegangan lentur terjadi pada poros lebih kecil dari tegangan lentur bahan yang diijinkan, maka bahan tersebut aman dan dapat digunakan. [AUTHOR NAME] 76