STUDI PERILAKU STRUKTUR BAJA MENGGUNAKAN SISTEM SELF CENTERING DENGAN SISTEM PRATEKAN PADA BALOK DAN KOLOM AKIBAT BEBAN GEMPA Nama Mahasiswa : Syaiful Rachman NRP : 3105 100 093 Jurusan : Teknik Sipil Dosen Pembimbing : 1. Budi Suswanto, ST.,MT.,Ph.D Abstrak Pada konsep desain struktur tahan gempa konvensional dimungkinkan terjadinya deformasi inelastis pada komponen struktur utama yang mencegah terjadinya keruntuhan struktur sehingga memberikan angka life safety yang dapat diterima terhadap penguni struktur gedung namun kerugian finansial dan ekonomi akibat kerusakan gedung yang tidak bisa diperbaiki menjadi sangat besar. Sistem struktur tahan gempa yang baru dan saat ini sedang dikembangkan yaitu Sistem Self Centering dengan perilaku gap opening mendisipasi energi tanpa deformasi inelastis dan kerusakan yang berarti pada struktur utamanya.energi pemulihnya elastis yang diberikan srand baja pasca-tarik mengembalikan struktur keposisinya semula setelah gempa. Namun dasar kolom pada tingkat dasar Sistem Struktur Self Centering Moment Resisting Frames (SC-MRFs) kemungkinan besar mengalami kerusakan akibat terjadinya sendi plastis. Formasi sendi plastis ini pada kolom-kolom dasar ini berpotensi mengurangi kemampuan struktur untuk berperilaku Self Centering.Untuk menghilangkan atau mengurangi terjadinya sendi plastis pada dasar kolom diberi perkuatan dengan penggunaan baja pratekan Maka dari itu Tujuan dari Tugas Akhir ini difokuskan untuk Menganalisa struktur dengan menggunakan sistem Self Centering-Steel Moment Resisting Frame (SC-SMRF) dengan penggunaan kolom pratekan pada tingkat dasar. Untuk menganalisa kelayakan penggunaan kolom pratekan pada SC-MRFs maka akan dilakukan pengujian secara analisis berupa struktur 6 tingkat dengan asumsi tanah keras dengan analisa statis nonlinier dan analisa dinamis. BAB I PENDAHULUAN 1.1. Latar Belakang Salah satu sistem struktur tahan gempa yang cukup popular adalah Steel Moment Resisting Frame (SC-SMRF) atau sistem rangka baja penahan momen. Dalam konsep desain struktur tahan gempa tersebut struktur diharapkan mampu bertahan ketika terjadi gempa ringan,sedang hingga gempa kuat,walaupun diijinkan terjadinya kerusakan. Pada gempa menengah hingga kuat struktur yang terkena gempa di desain akan mengalami kerusakan pada strukturnya dengan mekanisme Strong column Weak Beam. Sistem struktur konvensional ini memberikan jaminan keamanan/life safety yang bisa diterima bahwa struktur tidak akan mengalami kegagalan tiba-tiba (getas) namun kerugian akibat dampak ekonomi dari deformasi inelastis struktur ini menjadi sangat signifikan. Sistem struktur penahan gempa yang baru saat ini sedang dikembangkan,yaitu Sistem Self Centering (SC) dan telah dipelajari baik secara experimental maupun analitis. Sambungan balok-kolom sistem Self Centering terdiri dari strand baja Pasca tarik pada sambungan balok-kolom dan elemen pendisipasi energi yang dikembangkan (Reliability assessment of steel moment resisting frame systems by Ricles et al (001) and Garlock (00)).Sistem tersebut menggunakan perilaku celah bukaan pada joint kritis yang dipilih antara komponen struktur utama, disepanjang elemen pendisipasi energi, untuk mengurangi perilaku nonlinier,simpangan lateral,daktilitas,dan mendisipasi energi tanpa berdeformasi inelastis yang berlebihan/signifikan dan menyebabkan kerusakan pada elemen struktur utama. Gaya pemulih elastis yang diberikan oleh baja pascatarik pada joint 1
tersebut mengembalikan struktur keposisi awalnya seperti sebelum gempa,dan mengurangi simpangan lateral sehingga struktur utama tidak mengalami kerusakan yang berarti. Namun pada saat terkena beban lateral gempa kolom dasar pada tingkat pertama Sistem Self Centering mengalami kerusakan akibat sendi plastis yang terjadi berdasar desain berbasis beban gempa. Formasi sendi plastis pada kolom dasar tersebut berpotensi mengurangi perilaku Self Centering seperti yang diharapkan. Maka dari itu dalam studi Tugas Akhir kali ini akan lebih difokuskan bagaimana menghilangkan atau mengurangi kerusakan pada kolom dasar akibat sendi plastis dengan memperkuat kemampuan daya Self Centering Struktur tersebut. Salah satu cara yang sedang dikembangkan dan telah dilakukan penelitian baik secara eksperimen maupun analitis (Hoseok chi and Judy liu 006) adalah memberi gaya pratekan pada kolom dasar untuk menghilangkan atau setidaknya mengurangi potensi terjadinya sendi plastis sehingga perilaku Self Centering yang dikehendaki bisa terealisasi 1. Rumusan Masalah 1 Bagaimana mendesain dan menganalisa struktur tahan gempa sistem Self Centering Steel Moment Resisting Frame (SC-MRF) Bagaimana menganalisa beban gempa dengan model analisis non-linier. 3 Bagaimana perilaku kolom dasar yang diberi perkuatan strand baja pratekan setelah diberi beban gempa 4 Bagaimana mengevaluasi perilaku struktur self centering setelah terjadi gempa dengan analisa pushover berdasarkan criteria performance based design 1.3 Tujuan 1 Mendesain dan Menganalisa struktur tahan gempa dengan menggunakan sistem Self Centering-Steel Moment Resisting Frame (SC-SMRF) Menganalisa beban gempa dengan model analisis non linier 3 Menganalisa perilaku kolom dasar setelah diberi beban gempa 4 Mengevaluasi perilaku struktur Self Centering setelah terjadi gempa dengan analisa pushover berdasarkan kriteria performance based design 1.4 Batasan Masalah 1) Pada studi ini tidak membahas mengenai metode pelaksanaan konstruksi bangunan ) Tidak meninjau aspek analisis biaya 3) Tidak membahas bangunan bawah 4) Analisa model menggunakan Analisis dimensi 1.5 Manfaat 1) Memberikan alternatif baru dalam perencanaan gedung tahan gempa ) Menambah wawasan baru tentang studi struktur tahan gempa di dunia Teknik Sipil khususnya para akademisi di Indonesia yang relatif masih baru.1 Umum BAB II TINJAUAN PUSTAKA Struktur baja telah digunakan secara luas menggunakan sistem rangka penahan momen untuk perencanaan gedung tahan gempa. Sistem Rangka penahan momen terdiri dari rangka yang terdiri dari balok dan kolom sebagai struktur utama yang bekerja memikul beban gravitasi dan beban lateral gempa (rahmat purwono 006).Dalam perancangan struktur gedung tahan gempa sistem rangka penahan momen menggunakan filosofi desain sebagai berikut Struktur dapat menahan gempa kecil (wilayah 1&) tanpa mengalami kerusakan struktrur primer maupun sekunder Struktur dapat menahan gempa sedang (wilayah 3&4) tanpa mengalami kerusakan primer walaupun
diperbolehkan terjadi kerusakan struktur sekunder sehingga masih bisa diperbaiki Struktur dapat bertahan dari gempa kuat (wilayah 5&6) dan menghindari terjadinya keruntuhan struktur yang dapat mengakibatkan terjadinya korban jiwa manusia oleh runtuhnya struktur Kegagalan banyak sambungan struktur rangka penahan momen pada gempa besar Northridge 004 dan gempa kobe tahun 005 yang menyebabkan kerugian besar khususnya pada kerusakan struktur dan gangguan operasional bisnis telah berdampak signifikan berupa kerugian finansial yang besar kepada pemilik gedung. Hal ini membutuhkan pengembangan inovasi sistem struktur baru untuk zona gempa resiko tinggi. Salah satu sistem struktur baru yang dikembangkan beberapa tahun terakhir yaitu Self Centering Steel Moment Resisting Frame (SC-MRF) atau sistem rangka baja pemikul momen dengan sistem sambungan self centering SC adalah Sistem struktur inovatif untuk desain tahan gempa yang memiliki potensi mengurangi atau mengeliminasi kerusakan struktur dan mengembalikannya keposisi vertikalnya semula setelah beban gempa (Ricles et al,garlock 001). permanen akibat beban gempa. Ricles mengembangkan sambungan momen balokkolom yang diberi gaya pasca tarik menggunakan strand baja mutu tinggi yang bekerja parallel terhadap balok,dengan profil baja siku yang dibaut pada dudukan dan atas balok sebagai elemen pendisipasi energi. Skema dari rangka self centering pasca tarik seperti pada gambar Gambar.1.a Skema sambungan SC MRF dengan Top and seat angles disipators (Garlock 004). Sistem Self centering Self Centering Moment Resisting Frame (SC-MRF) adalah sistem struktur tahan gempa yang terdiri dari elemen pendisipasi energi (energy dissipation) atau biasa disebut ED dan sistem tendon baja pasca-tarik yang bekerja parallel dengan balok (Ricles et al 001,Garlock 00). Sambungan SC-MRF terdiri dari sistem pasca-tarik (strand baja mutu tinggi atau tulangan baja) yang bekerja parallel dengan balok dan memampatkannya terhadap flens/sayap kolom. Jika balok dan kolom didesain secara benar maka balok dan kolom akan tetap bersifat elastis selama gerakan tanah yang kuat. Energi didisipasi melalui berbagai macam cara seperti profil baja siku dudukan dan puncak (Ricles 001;garlock 005), tulangan dilas pendisipasi energi (Christopoulus 00), Gesekan (Rojas 005; Wolski 005) dan beberapa elemen pendisipasi energy yang lain (Chou 006). Pada awalnya pengembangan sistem Self Centering bertujuan untuk menghindari kerusakan dan simpangan lateral Gambar.1.b Skema sambungan SC MRF dengan Bottom flange friction device disipators (Iyama 008) Gambar.5 Detailing Strand (Gambar oleh Richard Sause) 3
Sistem Self Centering untuk struktur beton maupun baja sedikit berbeda namun memiliki kesamaan prinsip yaitu : 1. Balok pada rangka diberi gaya pasca tarik dengan menggunakan strand atau tulangan baja mutu tinggi yang memberikan gaya pemulih pada sistem yang menghasilkan pemusatan diri atau biasa disebut self centering.. Disipasi energi diberikan elemen tambahan seperti profil siku,tulangan baja,pelat baja atau elemen gesek 3. Sambungan balok-kolom dicirikan dengan celah bukaan horizontal ( ) dan tutupan selama beban gempa bekerja sebagaimana ditunjukkan gambar. Gambar.6 Detailing Strand (Gambar oleh Richard Sause) Gambar. a) Skema elevasi satu lantai SC- MRF b) Deformasi dari dekompresi SC-MRF c) Idealisasi perilaku hubungan pada sambungan.3. Gambar SC-MRF Detailing Sambungan pasca Tarik Perilaku Kolom Pratekan Kolom dasar pratekan terdiri dari baja pratekan mutu tinggi, plat pendisipasi energy, dipasang secara vertical, dan bekerja dari tengah kolom pada tingkat dasar sampai dasar basement kolom. Baja Pratekan diangkurkan pada pelat pengangkur untuk mendistribusikan gaya dari beban gempa maksimum. Selama terjadi beban lateral gempa, celah bukaan dan tutupan (gap opening and closing) terjadi antara balok dan permukaan kolom tingkat dasar. Pelat pendisipasi energi, yang terpasang pada flens /sayap kolom dan plat keeper, mendisipasi energy dengan mekanisme pelelehan pada penampang ketika celah membuka dan menutup dan juga meningkatkanmomen kapasitas pada dasar kolom. 4
Gaya awal pratekan pada dasar kolom harus ditentukan sehingga baja pratekan tetap berperilaku elastis terhadap beban gempa. Plat pendisipasi energy didesain untuk memastikan perilaku Self Centering pada dasar kolom sebagaimna yang terjadi pada rangka struktur. Kebutuhan kuat geser pada dasar kolom lebih besar daripada gaya gesek yang terjadi antara flens kolom dan flens balok pada tingkat pertama. Selain itu elemen tambahan penahan geser yang mengijinkan terjadinya celah bukaan diperlukan pada dasar kolom METODOLOGI diagram alir (flowchart) dari tugas akhir ini adalah : Start Studi Literatur: Jurnal dan Proceeding Self Centering Preliminary design Pembebanan (PPIUG 1983, SNI 00) dan Pendimensian Analisa Struktur dengan beban statik nonlinier memakai SAP 000 ver 14 Gambar.9 Skematik Kolom Pratekan Gambar.10 Momen Rotasi Dasar Kolom Kontrol dimensi YES NO Perencanaan sambungan Analisa Sistem struktur Self Centering : Analisisa Pushover (SAP 000 ver 14 Evaluasi kinerja struktur dengan ATC-40, FEMA 356, dan SNI 03-176- 00 Finish Kesimpulan BAB III 3.3 Studi Kasus 5
Kontrol Perhitungan Balok Kontrol Penampang (Local Buckling) (3.1) Pelat sayap Pelat badan Penampang kompak : λ λ p bf h λ = λ = tf tw Mn = Mp 170 λ p = 1680 λ p = Penampang tak kompak : 9 λ p < λ λ r λ r = 370 550 λ r = fr Mn = Mp ( Mp Mr ) λ λp λr λp f r = 10 ksi untuk baut Penampang langsing : f r = 16,5 ksi untuk las λ r λ Mn = Mr (λ r / λ) 30 6 Kontrol Kuat Geser (3.3) h kne a. Jika 1,10 maka V n = 0,6 Aw tw kne h kne b. Jika 1,10 1,37 tw 36 Denah Struktur Typical satuan (m) Gambar 3. Model denah skematis SC- MRF with Pos Tensioned Column (Gambar oleh Hoseok chi and Judy Liu, 006) Data Bahan : Mutu bahan yang akan digunakan sebagai berikut : - Beton : f c = 30 Mpa - Baja : Tipe profil WF Profil Bj 41 : = 50 Mpa fu = 410 Mpa maka V n = 0,6 A w 1,10 kne h tw kne h c. Jika 1,37 maka V n = tw V u Φ V n ; Φ = 0,9 A 0,9k E w h tw n Kontrol Tarik (3.4) Leleh Φ = 0,9 ; Pn = Fy Ag Putus Φ = 0,75 ; Pn = Fu Ae 6
Kontrol Perhitungan Kolom Kontrol Penampang (3.5) Pelat sayap Pelat badan bf h λ = λ = tf tw 50 665 λ r = λ r = λ λ r (tidak langsing) λ λ r (tidak langsing Kontrol Kekakuan Portal (3.6) Ic G = L c Ib L b Dari nilai G tersebut dapat diperoleh nilai (faktor panjang tekuk) Kontrol Komponen Tekan N n = A g f cr (3.7) kc L c λ c = ; untuk λ c 1,5 maka f cr = ( 0,658 λ ) f π r E 0,877 y untuk λ c > 1,5 maka f cr = f λc Nu φ Nn ; φ = 0,85 Kontrol Perhitungan Balok Kolom Persamaan Interaksi Tekan Lentur (3.9) Nu Nu 8 Mux Muy a. Jika 0, maka + 1, 0 φnn 9 + φn n φbmnx φbmny Nu Nu Mux Muy b. Jika < 0, maka + 1, 0 φnn + φn n φbmnx φbmny 3.5 Pembebanan Perencanaan pembebanan pada struktur ini berdasarkan Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung (PPIUG) 1983 dan SNI 03-176-00. Pembebanan tersebut antara lain : Beban Mati ( Bab PPIUG 1983 ) Beban mati terdiri atas berat seluruh material elemen struktur dan perlengkapan permanen pada gedung. Beban Hidup (Bab 3 PPIUG 1983) Beban hidup terdiri dari beban yang diakibatkan oleh pemakaian gedung dan tidak termasuk beban mati, beban konstruksi dan beban akibat lingkungan (alam) seperti beban angin, beban salju, beban hujan, beban gempa atau beban banjir. Beban Gempa ( SNI 03-176-00 ) Beban gempa adalah semua beban statik ekivalen yang bekerja pada gedung atau bagian gedung yang menirukan pengaruh dari gerakan tanah akibat gempa itu. Dalam hal pengaruh gempa pada struktur gedung ditentukan berdasarkan suatu analisa dinamik, maka yang diartikan dengan beban gempa disini adalah gaya-gaya di dalam struktur tersebut yang terjadi oleh gerakan tanah akibat gempa itu. Gaya geser dasar rencana total, V, ditetapkan sebagai berikut: C I V = 1 Wt R ; T 1 = 0.085 (hn) 3/4 dimana : V = Gaya geser dasar Nominalstatik ekuivalen R = Faktor reduksi gempa T 1 = Waktu getar alami fundamental Wt = Berat total gedung I = Faktor kepentingan struktur Hn = Tinggi total gedung C 1 = Faktor respons gempa Pembatasan waktu getar alami fundamental (Pasal 5.6 SNI 03 176 00): T 1 < ς n dimana : ς = Koefisien untuk wilayah gempa tempat struktur gedung berada (Tabel 8). n = Jumlah tingkatnya Simpangan antar lantai (SNI 03 176 00) - Kinerja batas layan : S = 0.03 / R Ambil terkecil S = 30 mm Dimana : R = R SRPMK Baja = 8.5... (pasal 4.3.6) - Kinerja batas ultimit : M = S * ξ... (pasal 8.) Kombinasi Pembebanan : Untuk perhitungan secara AISC-LFRD kombinasi yang digunakan adalah COMBO 1 : 1,4 D COMBO : 1, D + 1,6 L COMBO 3 : 1, D + 0,5 L + 1 E COMBO 4 : 0,9 D + 1 E 7
BAB IV PERENCANAAN STRUKTUR SEKUNDER 4. PELAT LANTAI 4..1 Data Perencanaan Pelat Lantai Beban Hidup = 400 kg/m Beban Finishing = 90 kg/m Berat Beton kering = 400 kg/m Berat Spesi = 1 kg/m Berat tegel = 4 kg/m Panjang Bentang Bondek = 450 cm Panjang Balok anak = 600 cm 4.. Pembebanan Lantai Beban berguna : Beban hidup : - Untuk perkantoran ( Tabel 3.1. PPI 1983 ) = 50 kg/m - Reduksi beban hidup (R) ( Tabel 3.3. PPI 1983 ) = 0.6 - Total beban hidup = 400 x 0,6 = 40 kg/m Beban finishing : - Berat spesi (cm) = x 1kg/m = 4 kg/m - Berat tegel (cm ) = x 4kg/m = 48 kg/m - Berat plafond (11+7) = 18 kg/m Total Beban (hidup+finishing) = 348 kg/m Data-data perencanaan berdasarkan brosur Lysaght tabel BONDEK : Untuk bentang = 4,5 m Tebal pelat = 14 cm dan tulangan negatif = 5,58 cm /m, berdasarkan Tabel. Tabel Perencanaan Praktis : Bentang 4,5 m dengan menggunakan satu baris penyangga. Bentang menerus dengan tulangan negatif. Beban berguna = 400 kg/m. Dipakai tulangan Ø10, As = 0.7854 cm Jumlah tulangan yang dibutuhkan tiap 1 m : 5,58 N = = 7,10 buah 0,7854 8 buah 100 Jarak antar tulangan = = 7 1,50 13 cm Jadi dipasang tulangan negatif Ø10 100. Beban mati yang bekerja pada pelat 1 m Beban mati : Berat pelat bondek = 10,1 kg/m Berat beton = 0,14 x 400 = 336 kg/m Berat spesi, cm = x 1 = 4 kg/m Berat Tegel cm = x 4 = 48 kg/m Berat plafon = 18 kg/m Berat ducting dan plumbing = 30 kg/m + (q D ) = 484,1 kg/m 4.3. Perencanaan Balok Anak Panjang balok anak L = 6 m Data Perencanaan : Balok Anak WF 350 x 50 x 8 x 1 ( = 50 Mpa, fu = 410 Mpa) W = 67,6 kg/m r = 13 mm Zx = 1190 cm 3 d = 336 mm Ix = 18100 cm 4 t f = 1 mm h = d-.(tf+r) = 86 mm i y = 5,9 cm Panjang bentang yang dipikul balok anak = 4,5 m Panjang balok anak = 6 m 8
Pembebanan : Beban mati - Berat bondek = 10,1 x 4,5 = 45,45kg/m - Berat pelat beton = 4,5m x 0,14 x 400 kg/m = 151 kg/m - Berat Profil = 67,6 kg/m+ = 165 kg/m Berat Ikatan 10% x 1500 = 16,5 kg/m q D = 1787,5 kg/m Beban hidup ( Tabel 3.1. PPI 1983 ) q L = 4,5 m x 400 kg/m = 1800 kg/m Beban berfaktor = q U = (1. x q D ) + (1.6 x q L ) = (1. x 1787) + (1.6 x 1800) = 5000 kg/m Mu = 500 kg.m 1 x qu x L 1 = x 5000 x 6 8 8 Vu = 1 x qu x L = 15000 kg 1 x 5000 x 6 = Kontrol Tekuk Lokal bf 49 Pelat sayap : λ = = = 10,375 tf (1) 170 170 λ p = = = 10.8 50 λ λ p 7.95 < 10.8, maka penampang kompak h 300 Pelat badan : λ = = = 35,75 tw 8 1680 1680 λ p = = = 106.3 50 λ λ p 35,75 < 106.3, maka penampang kompak Karena penampang kompak, maka Mn = Mp Mp = f y x Zx = 500 kg/cm x 1190 cm 3 = 975000 kg.cm = 9750 kg.m Mu < φ Mn 9750 kg.m kg.m ( OK ) = 500 kg.m < 0.9 x 500 kg.m < 6775 Kontrol Tekuk Lateral Lb = 00 cm (asumsi jarak pengikat pelat bondek ke balok anak) E Lp = 1.76iy = 1.76 x 5,9 x 00000 = 94,7 cm 50 Lb < Lp 00 < 94,7 maka termasuk bentang pendek Karena bentang pendek, maka Mn = Mp Mp = f y x Zx = 500 kg/cm x 1190 cm 3 = 975000 kg.cm = 9750 kg.m Mu < φ Mn 500 kg.m < 0.9 x 9750 kg.m 500 kg.m < 6775 kg.m ( OK ) Kontrol Kuat Geser h tw = 35,75 = = 69,57 h 1100 tw 50 35,75 < 69,57 maka Vn = 0.6 f y A w = 0.6 x 500 x ( 336 x 0.8 ) = 40300 kg Vu < φ Vn 15000 kg < 0.9 x 40300 kg 15000 kg < 36880 kg ( OK ) Kontrol Lendutan L 600 f ijin = = =.5 cm 40 40 q = q D + q L = 1787 + 1800 = 3587 kg/m 4 5 qxl f ο = x 384 ExI 9
4 5 35,87x600 = x 384 000000x18100 = 1.669 1.67 cm f ο < f ijin 1.67 cm <.5 cm ( OK ) BAB V PERENCANAAN STRUKTUR UTAMA 5.1 Pembebanan Struktur Utama Perhitungan pembebanan dilakukan untuk mengetahui distribusi beban-beban yang bekerja, sehingga dapat diketahui gaya-gaya dalam yang bekerja pada struktur. 5. Pembebanan Gravitasi 5..1 Berat bangunan Ringkasan berat bangunan dinyatakan dalam Tabel 5.1 berikut ini : Tabel 5.1 Berat struktur per lantai Lantai tinggi (m) Berat Lantai (kg) 6 4 587107,8 5 0 894067,8 4 16 9660,8 3 1 9660,8 8 94349, 1 4 94349, 513481,6 Jadi berat total bangunan = 513481,6 kg 5.3 Pembebanan 5.3.1 Perhitungan Beban Mati Tabel 5. Daftar Beban Mati Berat Sendiri Profil Baja (Self Weight) Untuk berat sendiri profil baja sudah secara otomatis dimasukkan dalam perhitungan struktur utama. Tabel 5.3 Daftar Profil Baja Terpakai T Notasi h d b tw tf Berat (mm) (mm) (mm) (mm) (mm) (Kg/m) BALOK W36x135 84,8 903 303,5 15, 0,1 00,9 W36x18 84,8 9,8 306,7 18,4 30 70,8 W36x194 84,8 96,8 307,7 19,4 3 88,7 KOLOM W14x83 89,6 45, 409, 3,8 5,6 41,1 W14x34 89,7 445,5 415,5 39,1 6,7 509 W14x398 89,6 464,6 41,4 45 7,3 59 W36x170 84,9 918,7 305,6 17,3 7,9 53 W36x194 84,8 96,8 307,7 19,4 3 88,7 W36x38 799,9 94,1 4,4 5,9 47 488,1 5.3. Perhitungan Beban Hidup Tabel 5.4 Daftar Beban Hidup Deskripsi 1.Lantai Perkantoran.Atap Beban hidup 50 kg/m 100 kg/m 5.3.3 Perhitungan Beban Gempa a). Wilayah Gempa : Zone 6 b). Jenis tanah : Tanah Lunak c). Percepatan gravitasi : 9.81 m/dt d). Faktor kepentingan (I) : 1(Perkantoran) e). Faktor reduksi gempa (R) : 8.5 (SRPMK) Tabel 5.5 Gaya gempa tiap lantai tingkat Zi (m) Wi (ton) WiZi (ton m) 100% Fi x,y (ton) 30% Fi x,y (ton) 6 4 587,1078 14090,587 149,77 44,93 5 0 894,0678 17881,356 190,07 57,0 4 16 9,6608 1476,578 156,9 47,08 3 1 9,6608 11071,996 117,69 35,31 8 943,49 7547,9376 80,3 4,07 1 4 943,49 3773,9688 40,1 1,03 total 513,4816 6918,35 h. Kontrol Analisa T Rayleigh akibat gempa arah sumbu X dan Y Besarnya T yang dihitung sebelumnya dengan rumus empiris harus dibandingkan dengan T rayleigh, dengan rumus : T n i= 1 1 = 6,3 n g Wi. di i= 1 Fi. di Dimana besarnya T yang dihitung sebelumnya tidak boleh lebih dari 0 % hasil T Rayleigh sesuai SNI 176 Pasal 6... Tabel 5.6 Analisa T rayleigh akibat gempa 10
tingkat Zi (m) Fi (ton) di (mm) Wi.di (tm ) Fi.di(tm) 6 4 149,77 11,47 8,663 18,193 5 0 190,07 11,85 11,386 1,449 4 16 156,9 95,09 8,343 14,91 3 1 117,69 74,13 5,070 8,74 8 80,3 50,,378 4,08 1 4 40,1 8,81 0,783 1,156 48,55 36,63 68,471 drift S syarat drift m syarat Lantai ke tinggi drift s ket antar tingkat(mm) drift s(mm) antar tingkat(mm) drift m (mm) ket 6 4 11,47 8,6 14,1 ok 51,89 80 ok 5 0 11,85 17,76 14,1 notok 105,67 80 notok 4 16 95,09 0,96 14,1 notok 14,71 80 notok 3 1 74,13 3,93 14,1 notok 14,3835 80 notok 8 50, 1,39 14,1 notok 17,705 80 notok 1 4 8,81 8,81 14,1 notok 171,4195 80 notok 36,6 Trayleight = 6,3 = 1,47 detik 9,81 68,47 Nilai T yang diijinkan = 1,47-(0% x 1,47) = 1,176 detik Karena T 1 = 0,796 detik jauh dari T Rayleigh = 1,176 detik Maka T 1 hasil empiris yang dihitung di atas tidak memenuhi ketentuan SNI 176 Pasal 6... Dan juga T Rayleigh lebih dari syarat waktu getar alami. T Rayleigh < Waktur Getar Alami 1,176 > 0,9 maka digunakan 0,9 Perhitungan nya menjadi : T 1 = 0,9 detik 0,95 0,95 C1 = = = 1,055 T 0,9 1 1,055x1 Vx = x513481,6 = 647085, 06kg 8,5 Tabel 5.8 Gaya gempa tiap lantai menggunakan T = 0,9 tingkat Zi (m) Wi (ton) WiZi (ton m) 100% Fi x,y (ton) 30% Fi x,y (ton) 6 4 587,1078 14090,587 131,90 39,57 5 0 894,0678 17881,356 167,38 50,1 4 16 9,6608 1476,578 138,19 41,46 3 1 9,6608 11071,996 103,64 31,09 8 943,49 7547,9376 70,65 1,0 1 4 943,49 3773,9688 35,33 10,60 total 513,4816 6918,35 Tabel 5.9. Kontrol kinerja batas layan dan kinerja batas ultimate arah sumbu x 5.4 Perhitungan Kontrol Struktur 5.4.1 Kontrol Balok Lantai (lantai 1) Profil W 36x135 (L) = 9000 mm. Adapun data data profil adalah sebagai berikut : Data Profil Balok W 36 x 194 A = 367,7 cm Ix = 504004 cm 4 W = 88,7 kg/m Iy = 15597 cm 4 d = 96,8 mm Sx = 10876 cm 3 bf = 307,7 mm Sy = 1014 cm 3 tw = 19,4 mm Zx = 1559 cm 3 tf = 3 mm Zy = 1601 cm 3 r = 19 mm i x = 37,0 cm h = 84,8 mm i y = 6,51 cm Dari hasil output SAP 000 untuk balok lantai 1, pada momen envelope,didapatkan : Mu max = 477867 kgm Vu max = 1034 kg M A = 3515 kgm M B = 1307 kgm M c = 18878 kgm M lap = 1307 kgm M tump kr = 419699 kgm M tump kn = 477867 kgm Kontrol Lendutan Lendutan ijin (f ) adalah L 900 f ' = = =, 5cm 360 360 11
5L f =.( M 1 lapangan ( M 48 10 tump. kiri + M EI tump. kanan ) 5.900 =.(13760 1 (37960,1 + 763.44) 6 48..10.34710 10 = 0.0070 cm < f...ok Kontrol Kekuatan Penampang (Local Buckling) Pelat Sayap : bf 307,7 bf = = 4.8078 <. tf.3. tf λp...ok λ p 170 = = 170 = 10,75 50 Pelat badan : h 84,8 = = 4.5 tw 15, λp...ok 1680 1680 λ p = = = 106,5 50 penampang kompak h < tw Lp = 34,1cm L B = 450cm L R = 100,75cm Lp L B L R termasuk balok bentang menengah Untuk komponen struktur yang memenuhi Lb Lp, kuat nominal komponen struktur adalah : Kontrol Lateral Buckling Jarak penahan lateral Lb = 450 cm 6 E.10 Lp = 1,76. iy. = 1,76x6,51. = 34, cm 500 =,9 <,3 maka diambil nilai Cb =,9 Persyaratan : Mu φ Mn Cari nilai L R.OK 1
BAB VI PERENCANAAN SAMBUNGAN 6.1 Perhitungan Kontrol Sambungan 6.1.1 Sambungan Balok Anak dengan Balok induk interior Sambungan yang digunakan adalah sambungan baut karena balok anak terletak pada tumpuan sederhana. Vu = 6796,1 kg ΣVu = Vu =. 6796,1 = 13538,1 kg Balok anak : WF 300 x 00 x 9 x 14 Balok induk : W 36X135 100 WF.300X00X8X1 L.60X60X6 5 50 50 5 16 mm WF.500X00X10X16 SAMBUNGAN BALOK ANAK DENGAN BALOK INDUK Tulangan negatif φ 10-00 Gambar 6.1 Sambungan Balok Anak dengan Balok induk a. Sambungan pada badan balok anak Penentuan Jumlah Baut Direncanakan menggunakan baut 16 mm dengan Fy = 500 kg/cm Fu = 4100 kg/cm (ulir pada bidang geser). Pelat siku dari profil 60 x 60 x 6 Ab = ¼ π d = ¼ π 1,6 =,01 cm Kuat geser (ФVn) ФFu.r 1.Ab.m = 0,75 x 4100 x 0,4 x,01 x = 4944,6 kg Kuat tumpu (ФVn) Ф,4.Fu.db.tp = 0,75 x,4 x 4100 x 1,6 x 0,6 0.6 < 0.8 = 7084,8 kg Dipakai ФVn = 4944,6 kg (menentukan) Jumlah baut yang diperlukan : Vu 1359,4 n = = =,75 3 buah φvn 4944,6 baut V u n x ФV n 1359,4 kg 3 x 4944,6 kg = 14833,8 kg...(ok) Kontrol jarak baut Jarak ke tepi = 1.5 db s.d (4tp+100 mm) atau 00 mm =,4 cm s.d. 1,4 cm, Terpasang =,5 cm Jarak antar baut = 3 db s.d 15 tp atau 00 mm = 4,8 cm s.d. 9 cm, Terpasang = 5 cm Kontrol kekuatan pelat siku 60 x 60 x 6 Diameter pelemahan (dengan bor) : 16 + 1,5 = 17,5 mm = 1,75 cm Anv = (18 3 x 1,75) x 0,60 = 7,65 cm ФVn = 0,75 x 0,6 x Fu x Anv = 0,75 x 0,6 x 4100 7,65 = 14114,5 kg ФVn > Vu 14114,5 kg > 13538,1 kg ( OK ) b. Sambungan pada badan balok induk interior Penentuan Jumlah Baut Direncanakan menggunakan baut 16 mm dengan Fy = 500 kg/cm Fu = 4100 kg/cm (ulir pada bidang geser). Pelat siku dari profil 60 x 60 x 6 Ab = ¼ π d = ¼ π 1,6 =,01 cm Kuat geser (ФVn) Ф.Fu.r 1.Ab.m = 0,75 x 4100 x 0,4 x,01 x 1 = 47,3 kg Kuat tumpu (ФVn) Ф.,4.Fu.db.tp = 0,75 x,4 x 4100 x 1,6 x 1,0 1,0 < *0.6 = 11808 kg Dipakai ФVn = 47,3 kg (menentukan) Jumlah baut yang diperlukan : 13
n = Vu φvn = 1359,4 = 5,49 6 buah 47,3 baut V u n x ФV n 13538,1 kg 6 x 47,3 kg = 14833,8 kg...(ok) 3.) Draw-tendon section-modi Kontrol jarak baut Jarak ke tepi = 1.5 db s.d (4tp+100 mm) atau 00 mm =,4 cm s.d. 1,4 cm, Terpasang = 3 cm Jarak antar baut = 3 db s.d 15 tp atau 00 mm = 4,8 cm s.d. 9 cm, Terpasang = 6 cm Kontrol kekuatan pelat siku 60 x 60 x 6 Diameter pelemahan (dengan bor) : 16 + 1,5 = 17,5 mm = 1,75 cm Anv = (18 3 x 1,75) x 0,60 = 7,65 cm Isi ФVn = 0,75 x 0,6 x Fu x Anv = 0,75 x 0,6 x 4100 7,65 = 14114,5 kg ФVn > Vu 14114,5 kg > 1359,4 kg ( OK ) ANALISA SISTEM SELF CENTERING 7.1 pemodelan struktur Langkah-langkah 1.) Pemodelan geometri struktur dan pembebanan (mati+hidup +gempa).) Define-tendon section-modi 7. Memperkirakan kebutuhan minimum gaya prategang T Diketahui 7..1 Gaya prategang di kolom dasar Kolom dasar memakai profil W36x38 dengan data-data sebagai berikut Data Profil kolom W 36 x 38 A = 61.9 cm Ix = 936348 cm 4 W = 488.1 kg/m Iy = 59164 cm 4 d = 94.1 mm Sx = 19878 cm 3 bf = 4.4 mm Sy = 801 cm 3 tw = 5.9 mm Zx = 635 cm 3 tf = 47 mm Zy = 4344 cm 3 r = 4.1 mm i x = 38.80 cm h = 799.9 mm i y = 9.75 cm Momen Akibat kombinasi beban lateral comb3 (1.D+1L+1E) = 6498.8 KN-m = 6498800000 N Gaya Aksial = 656.7 KN = 656700 N 14
. F=36.94-4.7= 84.1 Mpa 84.1 MPA 11. MPA 350m Momen Akibat kombinasi beban lateral comb3 (1.D+1L+1E) = 4676.3 KN-m = 4676300000 N Gaya Aksial = 00.3 KN = 0030 N F=49,96-5,55 = 44.51 Mpa. 44,5 MPA Teganga pd jarak di titik a = 350m 30,63 A strand = F eff =10696.5 N = 10.9145 ton F eff per strand = 5.457 ton Fo= = 133,84 KN Teganga pd jarak di titik a = A strand = F eff =14998, N = 1,9 ton 7.. Gaya prategang di balok lt1- Kolom dasar memakai profil W36x194 dengan data-data sebagai berikut Data Profil Balok W 36 x 194 A = 367.7 cm Ix = 504004 cm 4 W = 88.7 kg/m Iy = 15597 cm 4 d = 96.8 mm Sx = 10876 cm 3 bf = 307.7 mm Sy = 1014 cm 3 tw = 19.4 mm Zx = 1559 cm 3 tf = 3 mm Zy = 1601 cm 3 r = 19 mm i x = 37.0 cm h = 84.8 mm i y = 6.51 cm F eff per strand = 10,96 ton Fo= 8.1 Tahapan Analisa Tahap-tahap analisis sebagai berikut : (1). Menentukan tipe dan besar beban = 68,75 KN Karena struuktur yang dianalisa berupa struktur dimensi, sehingga tipe beban arah sumbu-utama menggunakan pola beban kombinasi arah-x Analisis dimulai dari beban gravitasi, beban mati dan + beban hidup (). Analisis beban dorong. Selanjutnya dilakukan run analisis beban dorong. Dari analisis ini didapat kurva kapasitas yang menunjukkan hubungan gaya geser dasar terhadap peralihan, yang memperlihatkan perubahan perilaku struktur dari linier menjadi non-linier, 15
berupa penurunan kekakuan yang diindikasikan dengan penurunan kemiringan kurva akibat terbentuknya sendi plastis pada balok lantai dasar Gambar 8.3 Pushover arah X step 1 (arah X) 8.. Kurva Kapasitas Hasil analisis beban dorong berupa kurva kapasitas (capacity curve) ditampilkan dalam gambar sebagai berikut : Gambar 8.4 Pushover arah X step (arah X) Gambar 8.1. Kurva Kapasitas Pushover arah X Dari gambar 8.1 di atas dapat dilihat bahwa pada saat terjadi displacement 0,16 m, base force yang terjadi untuk pushover arah X adalah 633898,3 kg Gambar 8.5 Pushover arah X step 3 (arah X) 8.3. Distribusi Sendi Plastis Sendi plastis akibat momen lentur terjadi pada struktur jika beban yang bekerja melebihi kapasitas momen lentur yang ditinjau. Sesuai dengan metode perencanaan kolom kuat-balok lemah, untuk desain pada struktur berdaktilitas penuh mekanisme tingkat tidak diperkenankan terjadi. Hasil analisis beban dorong berupa distribusi jumlah sendi plastis yang terjadi Gambar 8.6 Pushover arah X step 4 (arah X) 16
dengan program SAP000 ver 14.., dan nilai peralihan saat terjadi collapse adalah pada saat tercapai nilai peralihan atap sesuai target displacement yang telah ditetapkan. Arah X : δ u 550,49 µ = = = 3,03 δ y 181,57 R = 1,6µ = 1,6 3,03 = 4, 85 Gambar 8.7 Pushover arah X step 5 (arah X) Hasil ini menunjukkan bahwa µ aktual masih lebih kecil daripada desain µ maksimum yang disyaratkan (µ = 5, untuk untuk Sistem Rangka pemikul Momen dengan SRPMK baja) dan R aktual juga lebih kecil dari R desain ( R = 8,5) 8.5 Evaluasi Performance-Based Design 8.5.1 Performance Point 8.5.1.1 Metode Koefisien Perpindahan (FEMA 356) Gambar 8.8 Pushover arah X step 6 (arah X) Arah X : Te = 0,430 detik C 0 = 1,4 (Tabel 3. FEMA 356) C 1 = 1 untuk Te Ts Ts = 0,5 adalah waktu getar karakteristik dari kurva respon spektrum wilayah 6 tanah lunak dimana terdapat transisi bagian akselerasi konstan ke bagian kecepatan konstan. collapse Gambar 8.8 Pushover arah X step 7 (arah X) 8.4 Evaluasi Perilaku Seismik δ u µ =, dan δ y R = 1,6µ µ = daktilitas struktur. δ y = peralihan atap pada saat leleh pertama. δ u = peralihan atap pada kondisi ultimit. dengan asumsi nilai peralihan atap pada saat leleh pertama dapat dilihat dari hasil analisis C = 1,0 C 3 = 1,0 kekakuan pasca leleh adalah positif Sa = 0,95/T = 0,95/0,43 =, Maka target perpindahan (performance point)dapat dihitung sebagai berikut, 17
Te δt = C0 C1CC3S a g = 0,181m π 8.5.1. Metode Spektrum Kapasitas (ATC 40) Metode ini terdapat secara langsung pada ETABS V9.0.7, input yang diperlukan adalah sebagai berikut : 1. Dari kurva respon spektrum rencana SNI 03-176-006 untuk wilayah gempa 6 tanah keras diperoleh Ca = 0,38 dan Cv = 0,95. Parameter damping = 5 % 3. Family of Demand Spectra : 5%, 10%, 0% dan 40% 4. Constant Period Line (T) : 1,5 detik, detik, 3 detik dan 4 detik 5. Structural behavior : Type A (bangunan baru) Cv 8.5.1.3 Metode Koefisien Perpindahan yang Diperbaiki (FEMA 440) Arah X: Te = 0,430 detik C 1 = 1,0 C = 1,0 C 0 = 1,4 (Tabel 3. FEMA 356) C 3 = 1,0 kekakuan pasca leleh adalah positif Sa = 0,95/T = 0,95/0,43 =, Maka target perpindahan dapat dihitung sebagai berikut, 0 = Te δt = C C1CC3S a g π 0,181m 8.5.1.4 Kinerja Batas Ultimit Menurut SNI 03-176-00 Berdasarkan hasil analisa struktur yang telah dibahas pada bab V didapatkan peralihan atap maksimum arah X = 0,0143 m dan Simpangan utimit yang terjadi : Arah X : ξ. X Ca Gambar 8.10. Penentuan Ca dan Cv dari Kurva Respons Spektrum SNI 03-176 - 00 Gambar 8.11. Capacity Spectrum arah X Dari gambar diatas dapat dilihat bahwa performance point arah X tercapai pada peralihan 0,090 meter dan gaya geser sebesar 38830,5 kg Dimana untuk gedung tidak beraturan nilai ξ adalah 0,7. R 0,7.8,5 ξ = = = 5,95 FS 1 Jadi, simpangan ultimit arah X = 0,01475 x 5,95 = 0,0877 m 8.5. Evaluasi Kinerja Rangkuman target perpindahan (performance point) disajikan dalam tabel 6.4 Tabel 8.1 Rangkuman Target Perpindahan (Performance Point) Target Perpindahan Kriteria (m) Arah X Koefisien Perpindahan FEMA 356 0.181 Spektrum Kapasitas ATC-40 0.09 Koefisien Perpindahan FEMA 440 0.181 Kinerja Batas Ultimit SNI 176 0.0877 Tabel 8.1 menunjukkan dari keempat kriteria diatas diperoleh target perpindahan maksimum untuk arah X adalah 0,181 m (FEMA 356, 18
FEMA 440). Ternyata dengan melihat tabel 8.1 dapat disimpulkan bahwa pada saat terjadi target perpindahan maksimum arah X struktur masih berkinerja immediate occupancy. Hal ini menunjukkan bahwa gedung yang direncanakan sudah memenuhi kinerja yang diharapkan karena tidak mengalami kerusakan yang signifikan pada struktur utama yaitu balok dan kolom. ) Studi tentang struktur self centering masih perlu diperdalam mengingat cakupan bahasannya yang masih sangat luas agar didapat hasil studi yang lebih baik dan komprehensif 8.1 KESIMPULAN BAB IX PENUTUP 1) Dari hasil analisa pushover didapatkan target peralihan yaitu Kriteria Koefisien Perpindahan FEMA 356 0.181 Spektrum Kapasitas ATC-40 0.09 Koefisien Perpindahan FEMA 440 0.181 Kinerja Batas Ultimit SNI 176 0.0877 Target Perpindahan (m) Arah X ) Ternyata dengan melihat tabel 8.1 dapat disimpulkan bahwa pada saat terjadi target perpindahan maksimum arah X struktur masih berkinerja immediate occupancy. Hal ini menunjukkan bahwa gedung yang direncanakan sudah memenuhi kinerja yang diharapkan karena tidak mengalami kerusakan yang signifikan pada struktur utama yaitu balok dan kolom. Hal ini cukup sesuai dengan tujuan dari penggunaan sistem self centering itu sendiri yaitu menghindari kerusakan pada struktur utama akibat gempa 8. SARAN 1) Salah satu parameter untuk menilai perilaku self centering dari struktur yaitu tidak adanya residual drift/residual drift sangat kecil dalam batas toleransi yaitu 0,0. Namun untuk mengetahui nilai residual drift perlu melakukan penelitian berdasarkan hasil eksperimental yang dibandingkan dengan hasil analitis. Untuk itu dikemudian hari diperlukan tidak hanya penelitian yang bersifat analitis teoritis tapi juga berdasarkan hasil eksperimental 19
0