ANALISIS DAYA DUKUNG DAN PENURUNAN FONDASI PADA
TANAH PESISIR (STUDI KASUS: PEMBANGUNAN
RESORT DI KOTA MANADO)
Disusun oleh:
Aulia Afifatuz Zulfah
104120045
Haidar Agung Sedayu
104120077
Sesan Henu Alfanoza
104120067
PROGRAM STUDI TEKNIK SIPIL
FAKULTAS PERENCANAAN INFRASTRUKTUR
UNIVERSITAS PERTAMINA
2024
LEMBAR PENGESAHAN
Judul Makalah
Bidang Lomba
: Analisis Daya Dukung dan Penurunan Fondasi
Pada Tanah Pesisir (Studi Kasus: Pembangunan
Resort di Kota Manado)
: Analisis Geoteknik
Program Studi
: Teknik Sipil
Nama Universitas
: Universitas Pertamina
Alamat Universitas
: Jl. Teuku Nyak Arief, RT.7/RW.8, Simprug,
Kec. Kebayoran Lama, Kota Jakarta Selatan,
Jakarta 12220
Ketua Kelompok
Nama Lengkap
: Sesan Henu Alfanoza
NIM
: 104120067
Email
: sesanhenu22@gmail.com
Nomor handphone
: 085156530137
Jumlah Anggota Kelompok : 2 (dua) orang
Dosen Pembimbing
Nama Lengkap
: Dr. Eng Arlyn Aristo, S.T., M.T.
NIP
: 120011
Email
: arlyn.aristo@universitaspertamina.ac.id
Nomor handphone
: 0811722235
Ketua Kelompok
Jakarta, 12 April 2024
Mengesahkan,
Dosen Pembimbing
Sesan Henu Alfanoza
NIM. 104120067
Dr. Eng Arlyn Aristo, S.T., M.T.
NIP. 120011
i
KATA PENGANTAR
Puji Syukur kepada Tuhan Yang Maha Esa atas berkat, rahmat, dan karunia-Nya
sehingga tim penulis dapat menyusun dan menyelesaikan makalah studi kasus yang berjudul
“Analisis Daya Dukung dan Penurunan Fondasi Pada Tanah Pesisir (Studi Kasus:
Pembangunan Resort di Kota Manado)”. Makalah ini disusun untuk diajukan dalam Lomba
Analisis Geoteknik yang diselenggarakan oleh Ikatan Mahasiswa Sipil Tarumanagara
(IMASTA). Pada makalah ini dilaporkan hasil analisis oleh tim penulis berdasarkan soal studi
kasus yang telah diberikan oleh panitia. Dalam penyusunan makalah ini, tim penulis
mendapatkan banyak bimbingan dan dukungan dari berbagai pihak. Oleh karena itu, tim
penulis ingin menyampaikan ucapan terimakasih dengan tulus kepada:
1. Bapak Dr. Eng. Arlyn Aristo, S.T., M.T., selaku dosen pembimbing atas arahan,
bimbingan, masukan, dan saran yang sangat membantu dan bermanfaat bagi tim penulis
dalam mengerjakan analisis soal studi kasus dan menyusun makalah.
2. Kakak Diaz Ishak, S.T., Markus Rapinky Pandiangan, S.T., dan Kadek Wulan
Ghaneswari, S.T., selaku kakak tingkat dari tim penulis yang telah memberikan
bimbingan, arahan, masukan, dan motivasi kepada tim penulis selama proses pengerjaan
soal studi kasus dan penyusunan makalah.
3. Keluarga, teman-teman seperjuangan, serta pihak-pihak lain yang memberikan do’a,
dukungan, dan motivasi sehingga tim penulis selalu bersemangat dalam mengerjakan
soal studi kasus dan menyusun makalah untuk lomba ini.
Tim penulis menyadari bahwa makalah ini masih terdapat kekurangan. Maka dari itu,
kritik dan saran sangat dibutuhkan demi kesempurnaan penyusunan makalah ini. Semoga
makalah hasil studi kasus ini dapat memberikan manfaat bagi semua pihak.
Jakarta, 12 April 2024
Ketua Kelompok,
Sesan Henu Alfanoza
NIM. 104120067
i
DAFTAR ISI
LEMBAR PENGESAHAN ............................................................................................. i
KATA PENGANTAR ..................................................................................................... i
DAFTAR ISI .................................................................................................................... i
DAFTAR GAMBAR ....................................................................................................... i
DAFTAR TABEL ..........................................................................................................iii
BAB 1 PENDAHULUAN ............................................................................................... 1
1.1.
Pendahuluan ....................................................................................................... 1
1.2.
Latar Belakang ................................................................................................... 2
1.3.
Maksud dan Tujuan............................................................................................ 4
BAB 2 METODOLOGI ................................................................................................. 5
2.1.
Pengembangan Parameter .................................................................................. 5
2.1.1.
Koreksi Nilai SPT ...................................................................................... 5
2.1.2.
Berat Volume Tanah .................................................................................. 7
2.1.3.
Parameter Kuat Geser Tanah Berbutir Kasar............................................. 8
2.1.4.
Modulus Elastisitas (E) .............................................................................. 8
2.1.5.
Relative Density (Dr) ................................................................................. 9
2.1.6.
Modulus Reaksi Subgrade (k) ................................................................... 9
2.2.
Rekayasa Fondasi............................................................................................. 10
2.2.1.
Daya Dukung Aksial Fondasi Tiang ........................................................ 10
2.2.2.
Penurunan Fondasi ................................................................................... 18
2.3.
Stabilitas Lereng .............................................................................................. 20
2.3.1.
Metode Elemen Hingga ........................................................................... 21
2.3.2.
Perangkat Lunak Plaxis 2D ...................................................................... 22
2.4.
Daya Dukung Lateral Tiang............................................................................. 23
2.4.1.
Metode p-y curve ..................................................................................... 24
2.4.2.
Perangkat Lunak LPILE .......................................................................... 24
2.4.3.
Perangkat Lunak Allpile .......................................................................... 25
2.5.
Tekuk dan Stabilitas ......................................................................................... 26
2.6.
Kombinasi Pembebanan................................................................................... 31
2.6.1.
Beban Gempa ........................................................................................... 33
2.6.2.
Beban Angin ............................................................................................ 38
i
2.6.3.
Beban Sandar Kapal ................................................................................. 41
2.7.
Alur dan Tahapan Penelitian ............................................................................ 43
2.8.
Metode Analisis Data ....................................................................................... 45
2.8.1.
Perhitungan Faktor Koreksi Nilai N-SPT ................................................ 45
2.8.2.
Perhitungan Pengembangan Parameter Tanah......................................... 48
2.8.3.
Perhitungan Daya Dukung Ujung Fondasi .............................................. 49
2.8.4.
Perhitungan Daya Dukung Friksi Fondasi ............................................... 54
2.8.5.
Perhitungan Penurunan Fondasi .............................................................. 55
2.8.6.
Perhitungan Pembebanan ......................................................................... 56
2.8.7.
Perhitungan Kombinasi Pembebanan ...................................................... 67
2.8.8.
Analisis Stabilitas Lereng dengan Perangkat lunak Plaxis 2D ................ 73
2.8.9.
Analisis Daya Dukung Menggunakan LPILE dan Allpile ...................... 81
2.8.10.
Analisis Tekuk dan Stabilitas .................................................................. 90
BAB 3 HASIL DAN PEMBAHASAN ........................................................................ 94
3.1.
Koreksi Nilai SPT ............................................................................................ 94
3.2.
Pengembangan Parameter Tanah ..................................................................... 96
3.3.
Daya Dukung Aksial Fondasi Tiang ................................................................ 98
3.4.
Daya Dukung Lateral Fondasi Tiang ............................................................. 103
3.5.
Penurunan Fondasi Tiang .............................................................................. 106
3.6.
Stabilitas Lereng ............................................................................................ 107
3.7.
Tekuk dan Stabilitas ....................................................................................... 111
BAB 4 PENUTUP ....................................................................................................... 112
4.1.
Kesimpulan .................................................................................................... 112
4.2.
Saran .............................................................................................................. 114
BAB 5 DAFTAR PUSTAKA ..................................................................................... 115
LAMPIRAN-LAMPIRAN ......................................................................................... 118
ii
DAFTAR GAMBAR
Gambar 2.1 Diagram tegangan efektif tanah vertikal ............................................................ 18
Gambar 2.2 Proses analisis faktor keamanan dalam fem ....................................................... 22
Gambar 2.3 Program Plaxis 2D .............................................................................................. 23
Gambar 2.4 Konsep respon tanah-struktur (p-y model) ......................................................... 24
Gambar 2.5 Program LPILE .................................................................................................. 25
Gambar 2.6 Program Allpile .................................................................................................. 25
Gambar 2.7 Nilai faktor panjang tekuk .................................................................................. 26
Gambar 2.8 Peta percepatan gempa maksimum di permukaan wilayah Indonesia ............... 35
Gambar 2.9 Diagram alir penelitian ....................................................................................... 44
Gambar 2.10 Stratigrafi tanah ................................................................................................ 74
Gambar 2.11 Geometri lereng pada perangkat lunak Plaxis 2D ............................................ 74
Gambar 2.12 Geometri lereng dengan material tanah yang terdefinisi .................................. 75
Gambar 2.13 Pemodelan fondasi tiang baja pada geometri lereng ........................................ 76
Gambar 2.14 Pemodelan pile cap pada geometri lereng ........................................................ 77
Gambar 2.15 Input pembebanan pada perangkat lunak Plaxis 2d ......................................... 78
Gambar 2.16 Pembagian elemen atau mesh pada perangkat lunak Plaxis 2D ....................... 78
Gambar 2.17 Pemodelan kondisi muka air tanah ................................................................... 79
Gambar 2.18 Pemodelan analisis stabilitas kondisi eksisting lereng ..................................... 80
Gambar 2.19 Pemodelan analisis stabilitas lereng setelah pemasangan fondasi tiang .......... 81
Gambar 2.20 Pemodelan analisis stabilitas lereng setelah pembebanan ................................ 81
Gambar 2.21 Mengubah parameter fondasi tiang .................................................................. 82
Gambar 2.22 Mengubah parameter tanah .............................................................................. 83
Gambar 2.23 Geometri tanah pada program LPILE untuk BH1 ............................................ 83
Gambar 2.24 Mengubah kondisi dan kombinasi pembebanan pada LPILE .......................... 84
Gambar 2.25 Hasil analisis daya dukung lateral pada LPILE ................................................ 84
Gambar 2.26 Mengubah tipe fondasi tiang ............................................................................ 85
Gambar 2.27 Mengatur profil fondasi tiang ........................................................................... 86
Gambar 2.28 Mengatur dimensi penampang ......................................................................... 86
Gambar 2.29 Mengatur parameter tanah ................................................................................ 87
Gambar 2.30 Mengatur parameter analisis............................................................................. 88
Gambar 2.31 Mengubah kondisi dan kombinasi pembebanan pada Allpile .......................... 89
Gambar 2.32 Hasil analisis vertikal pada Allpile ................................................................... 89
i
Gambar 2.33 Hasil analisis lateral pada Allpile ..................................................................... 90
Gambar 3.1 Grafik hubungan antara kedalaman dengan N-SPT ........................................... 94
Gambar 3.2 Grafik hubungan antara daya dukung izin terhadap kedalaman ...................... 103
Gambar 3.3 Grafik hubungan antara defleksi lateral terhadap kedalaman .......................... 105
Gambar 3.4 Diagram gaya geser hasil analisis daya dukung lateral .................................... 105
Gambar 3.5 Diagram momen lentur hasil analisis daya dukung lateral ............................... 106
Gambar 3.6 Hasil analisis stabilitas kondisi eksisting lereng .............................................. 109
Gambar 3.7 Hasil analisis stabilitas lereng setelah pemasangan fondasi ............................. 110
Gambar 3.8 Hasil analisis stabilitas lereng setelah penambahan beban ............................... 110
ii
DAFTAR TABEL
Tabel 2.1 Nilai faktor koreksi efisiensi hammer (H) ............................................................... 6
Tabel 2.2 Nilai faktor koreksi diameter lubang bor (B)........................................................... 6
Tabel 2.3 Nilai faktor koreksi sampler (S) .............................................................................. 6
Tabel 2.4 Nilai faktor koreksi panjang batang (R) .................................................................. 6
Tabel 2.5 Nilai kisaran berat volume tanah............................................................................... 8
Tabel 2.6 Nilai modulus elastisitas berdasarkan material batuan ............................................. 9
Tabel 2.7 Nilai interpolasi Nq berdasarkan sudut geser internal tanah .................................... 12
Tabel 2.8 Faktor daya dukung N berdasarkan teori pemuaian rongga .................................. 15
Tabel 2.9 Nilai UCS berdasarkan kondisi lapangan ............................................................... 17
Tabel 2.10 Nilai K berdasarkan tipe fondasi tiang .................................................................. 17
Tabel 2.11 Nilai faktor keamanan untuk lereng tanah ............................................................ 21
Tabel 2.12 Nilai koefisien situs, FPGA ..................................................................................... 35
Tabel 2.13 Perhitungan koreksi nilai N-SPT (N60) pada BH1 ................................................ 45
Tabel 2.14 Perhitungan koreksi nilai N-SPT (N1)60 pada BH-1 ............................................. 47
Tabel 2.15 Profil Fondasi Tiang .............................................................................................. 50
Tabel 2.16 Perhitungan nilai tahanan penetrasi standar lapangan rata-rata (N) ...................... 58
Tabel 2.17 Asumsi dalam perhitungan beban gempa ............................................................. 59
Tabel 2.18 Asumsi dalam perhitungan beban angin ............................................................... 62
Tabel 2.19 Nilai koefisien (Kz) dan tekanan velositas (q) ...................................................... 63
Tabel 2.20 Nilai koefisien tekanan angin eksternal dinding ................................................... 63
Tabel 2.21 Nilai koefisien tekanan angin eksternal atap ......................................................... 64
Tabel 2.22 Nilai tekanan angin desain pada sisi angin datang ................................................ 64
Tabel 2.23 Nilai tekanan angin desain pada sisi angin pergi .................................................. 64
Tabel 2.24 Nilai tekanan angin desain pada sisi dinding angin tepi ....................................... 64
Tabel 2.25 Nilai tekanan angin desain pada atap .................................................................... 65
Tabel 2.26 Asumsi dalam perhitungan beban sandar .............................................................. 66
Tabel 2.27 Rekapitulasi nilai beban ........................................................................................ 67
Tabel 2.28 Kombinasi pembebebanan LRFD ......................................................................... 71
Tabel 2.29 Kombinasi pembebebanan non-LRFD tanpa pengaruh seismik ........................... 73
Tabel 2.30 Nilai parameter tanah ............................................................................................ 75
Tabel 2.31 Nilai konfigurasi fondasi tiang baja ...................................................................... 76
Tabel 2.32 Nilai konfigurasi pile cap ...................................................................................... 77
iii
Tabel 3.1 Koreksi nilai SPT pada titik borehole 1 .................................................................. 95
Tabel 3.2 Koreksi nilai SPT pada titik borehole 2 .................................................................. 95
Tabel 3.3 Koreksi nilai SPT pada titik borehole 3 .................................................................. 96
Tabel 3.4 Parameter tanah pada titik borehole 1 ..................................................................... 97
Tabel 3.5 Parameter tanah pada titik borehole 2 ..................................................................... 97
Tabel 3.6 Parameter tanah pada titik borehole 3 ..................................................................... 98
Tabel 3.7 Tahanan ujung fondasi tiang (Qp) pada titik borehole 1 ......................................... 99
Tabel 3.8 Tahanan ujung fondasi tiang (Qp) pada titik borehole 2 ....................................... 100
Tabel 3.9 Tahanan ujung fondasi tiang (Qp) pada titik borehole 3 ....................................... 100
Tabel 3.10 Tahanan friksi fondasi tiang (Qs) pada masing-masing titik borehole ............... 101
Tabel 3.11 Daya dukung izin pada masing-masing borehole ............................................... 102
Tabel 3.12 Defleksi lateral pada fondasi tiang ...................................................................... 104
Tabel 3.13 Penurunan fondasi tiang tunggal metode Numerik dan Vesic (Allpile) .............. 107
Tabel 3.14 Penurunan kelompok fondasi tiang ..................................................................... 107
Tabel 3.15 Rekapitulasi perhitungan tekuk dan stabilitas pada fondasi tiang ...................... 111
iv
BAB 1
PENDAHULUAN
1.1. Pendahuluan
Pemerintah melalui Kementerian Pariwisata dan Ekonomi Kreatif
(Kemenparekraf) sedang gencar membangun ekosistem pariwisata berkelanjutan
atau sustainable tourism di Indonesia. Sustainable tourism adalah konsep
pariwisata berkelanjutan yang dapat memberikan dampak jangka panjang. Tidak
sekadar memberikan rasa senang, namun diharapkan juga memberikan dampak
positif bagi lingkungan, sosial, budaya, dan ekonomi yang lebih luas bagi seluruh
masyarakat lokal maupun wisatawan yang berkunjung. Dikutip dari laman resmi
Kemenparekraf/Baparekraf RI (2023), dalam upaya mengembangkan pariwisata
berkelanjutan di Indonesia, Menteri Parekraf Sandiaga Uno menekankan empat
pilar fokus pariwisata yang harus dikembangkan, diantaranya pengelolaan
berkelanjutan (bisnis pariwisata), ekonomi berkelanjutan (sosio ekonomi) jangka
panjang, keberlanjutan budaya (sustainable culture) yang harus selalu dijaga dan
dikembangkan, serta aspek lingkungan (environment sustainability).
Dalam rangka mempercepat pelaksanaan program pariwisata berkelanjutan
sebagai salah satu sektor pembangunan strategis nasional di Indonesia maka
pembangunan infrastruktur baik sarana maupun prasarana untuk menunjang sektor
tersebut menjadi sangat perlu dilakukan dengan pembangunan yang berkelanjutan
dan aman dalam jangka panjang. Pada prinsipnya, pembangunan pariwisata
berkelanjutan berkaitan dengan usaha menjamin agar sumber daya alam, sosial, dan
budaya yang dimanfaatkan untuk pembangunan pariwisata pada generasi saat ini
dapat dinikmati juga oleh generasi yang akan datang. Pembangunan pariwisata
harus didasarkan pada kriteria keberlanjutan, yaitu pembangunan yang layak secara
ekonomi, adil secara etika dan sosial terhadap masyarakat, serta aman secara
ekologi dalam jangka panjang (Arida, 2015).
Sebagai negara kepulauan terbesar yang terletak pada pertemuan tiga
lempeng aktif dunia menyebabkan wilayah pesisir Indonesia memiliki tingkat
kerawanan yang tinggi terhadap terjadinya beberapa bencana alam, seperti gempa
1
bumi, tsunami, gelombang pasang, banjir, abrasi, akresi, instrusi air laut, angin
kencang, dan bencana alam lainnya (Ruswandi et. al., 2008). Kondisi ini
memberikan tantangan tersendiri dalam pembangunan infrastruktur penunjang
pariwisata khususnya bangunan bertingkat di sekitar tanah pesisir, meliputi kondisi
tanah dengan stabilitas rendah, pergeseran atau penurunan tanah akibat erosi dan
abrasi, potensi keruntuhan bangunan akibat beban gempa dan angin kencang, serta
beberapa masalah lainnya. Permasalahan-permasalahan tersebut tentu memicu
terjadinya ketidakstabilan dan kegagalan bangunan penunjang pariwisata seperti
pelabuhan, hotel, fasilitas penginapan (resort), dan bangunan lainnya yang
mengancam korban jiwa serta kerugian material. Sebagai upaya preventif dalam
mengurangi potensi terjadinya permasalahan tersebut dan menjamin kestabilan
serta keamanan suatu bangunan di atas tanah pesisir maka sangat penting dilakukan
perencanaan pembangunan yang mengedepankan faktor keamanan dan stabilitas
yang berkelanjutan (jangka panjang) berdasarkan beban rencana bangunan yang
akan dibangun diatasnya.
1.2. Latar Belakang
Pada tahun 2019 lalu, Kementerian Pariwisata dan Ekonomi Kreatif
menobatkan Provinsi Sulawesi Utara sebagai The Rising Star sektor pariwisata
Indonesia karena telah mencatatkan pertumbuhan kunjungan wisata mancanegara
sebesar 600 persen pada tahun 2014-2018 (BPS, 2023). Sulawesi Utara memiliki
produk wisata utama yaitu destinasi wisata bahari (marine tourism) yang banyak
diminati oleh wisatawan baik lokal maupun mancanegara seperti Taman laut
Bunaken, spot diving Pulau Manado Tua, Pantai Lakban, Gunung Api bawah Laut
Mahengetang, dan destinasi wisata bahari lainnya. Berdasarkan data yang
dilaporkan oleh (BPS, 2023), tingkat penghunian kamar hotel klasifikasi bintang di
Sulawesi Utara sebesar 42.74% dengan rata-rata waktu tamu menginap selama 1.74
hari. Jumlah kunjungan wisata yang tinggi tersebut mengakibatkan fasilitas
penginapan seperti hotel dan resort sangat perlu dikembangkan dan dibangun untuk
mendukung kemajuan sektor pariwisata di Provinsi Sulawesi Utara. Sebagai tempat
penginapan, bangunan yang digunakan sebagai resort harus memiliki estetika
2
bangunan yang baik dan indah dengan tingkat kestabilan dan keamanan bangunan
sesuai standar, khususnya pada bagian fondasi.
Dalam implementasinya, pembangunan resort di kawasan pesisir khususnya
di wilayah Provinsi Sulawesi Utara memiliki beberapa tantangan, diantaranya: 1)
potensi keruntuhan bangunan akibat gempa dan angin kencang, 2) stabilitas tanah
yang rendah, serta 3) kebutuhan kapabilitas sandar kapal di sekitar area dekat resort.
Kondisi geologis dan geografis Provinsi Sulawesi Utara yang rawan akan terjadinya
bencana gempa bumi dan angin kencang, kondisi topografi wilayah yang cenderung
didominasi dengan perbukitan karena dikelilingi oleh gunung api aktif, serta jumlah
kunjungan wisatawan dengan destinasi wisata bahari yang tinggi menyebabkan
fondasi bangunan yang akan dibangun di wilayah tersebut harus dirancang
sedemikian rupa agar memenuhi standar bangunan tahan gempa (SNI 1726:2019),
memenuhi standar beban minimum untuk perancangan bangunan gedung dan
struktur lainnya (SNI 1727:2013), dan memiliki kapabilitas yang cukup untuk
menahan beban sandar kapal-kapal dari aktivitas pariwisata yang dilakukan
wisatawan serta aktivitas perikanan oleh masyarakat lokal.
Berdasarkan permasalahan yang telah dipaparkan di atas, studi kasus pada
penelitian ini adalah merancang dan mendesain fondasi berdasarkan pada rencana
pembangunan resort bertingkat 2 (dua) lantai yang akan dibangun di kawasan
pesisir Kota Manado, Sulawesi Utara yang sebagian bawahnya tersusun dari batu
urugan sebagai pemecah gelombang (breakwater). Resort yang akan dibangun,
direncanakan dapat menerima beban sekitar 2 ton/m2. Selain itu, resort juga
direncanakan untuk memberikan akses kepada kapal kecil sebesar 5 GT. Tantangan
yang terjadi di kawasan pesisir tersebut diteliti secara detail dalam rencana
pembangunan resort pada studi kasus ini. Oleh karena itu, analisis secara
komprehensif terkait perancangan fondasi yang meliputi daya dukung fondasi,
penurunan tanah, stabilitas tanah, dan gaya lateral yang bekerja pada tiang fondasi
menjadi sangat diperlukan sebagai upaya preventif untuk mencegah terjadinya
kegagalan struktur bangunan dan mengatasi permasalahan konstruksi yang terjadi
di wilayah tersebut.
3
1.3. Maksud dan Tujuan
Adapun maksud dan tujuan dari makalah ilmiah ini adalah sebagai berikut:
1.
Menentukan jenis tiang yang digunakan sebagai fondasi
2.
Menentukan kedalaman yang dibutuhkan untuk tiang
3.
Menentukan dimensi tiang
4.
Menganalisis penurunan kelompok tiang
5.
Menganalisis stabilitas lereng (slope stability)
6.
Menganalisis gaya lateral yang bekerja pada fondasi tiang
4
BAB 2
METODOLOGI
2.1. Pengembangan Parameter
Dalam melakukan perencanaan terkait studi kasus yang diberikan, penelitian
ini menggunakan pendekatan dengan melakukan interpretasi data hasil investigasi
tanah metode SPT (Standard Penetration Test). Parameter yang dikembangkan
didapatkan dari korelasi empiris dengan data di lapangan, yaitu SPT-field.
2.1.1. Koreksi Nilai SPT
Nilai SPT dari hasil investigasi lapangan dikoreksi dengan menggunakan
faktor koreksi. Adapun koreksi dilakukan terhadap pengaruh efisiensi tenaga yang
bergantung pada lining tabung, panjang batang, dan diameter lubang bor. Nilai SPT
dikoreksi dengan persamaan berikut:
𝑁60 =
dimana,
𝑁𝜂𝐻 𝜂𝐵 𝜂𝑆 𝜂𝑅
60
(1)
𝑁60 : koreksi nilai N-SPT dengan efisiensi energi 60%
𝑁
: nilai SPT terukur di lapangan
𝜂𝐻
: faktor efisiensi hammer (%)
𝜂𝐵
: faktor koreksi diameter lubang bor
𝜂𝑆
: faktor koreksi sampler
𝜂𝑅
: faktor koreksi untuk panjang batang
Selain koreksi terhadap prosedur investigasi di lapangan, nilai SPT juga
dikoreksi terhadap faktor berat sendiri tanah (overburden pressure). Faktor koreksi
ini dinyatakan sebagai 𝐶𝑁 dan koreksi nilai SPT dinyatakan sebagai (𝑁1 )60 .
Korelasi terhadap faktor berat sendiri tanah dirumuskan dengan beberapa
persamaan berbeda. Faktor koreksi overburden pressure dihitung menggunakan
persamaan korelasi empiris Liao dan Whitman (1986)
0.5
1
𝐶𝑁 = [ ′ ]
𝜎
( 0)
𝑝𝑎
(2)
5
dimana,
𝐶𝑁
: faktor koreksi overburden pressure
𝜎0′
: tegangan efektif tanah (kN/m2) (= 𝛾 ′ 𝐻)
𝑝𝑎
: tekanan atmosfer (≈ 100 kN/m2)
Nilai koreksi SPT terhadap faktor tegangan efektif tanah yang dinyatakan
sebagai (𝑁1 )60 dapat dihitung dengan persamaan korelasi empiris sebagai berikut:
Ameratunga, Jay & Sivakugan, Nagaratnam & Das, Braja (2016)
(3)
(𝑁1 )60 = 𝐶𝑁 𝑁60
Country
Hammer Type
Hammer Release
𝜼𝑯 (%)
Donut
Donut
Safety
Donut
Donut
Donut
Donut
Free fall
Rope and pulley
Rope and pulley
Rope and pulley
Rope and pulley
Free fall
Rope and pulley
78
67
60
45
45
60
50
Japan
United States
Argentina
China
Tabel 2.1 Nilai faktor koreksi efisiensi hammer (H)
Diameter (mm)
𝜼𝑩
60 – 120
150
200
1
1.05
1.15
Tabel 2.2 Nilai faktor koreksi diameter lubang bor (B)
Tipe Sampler
𝜼𝑺
Sampler Standard
Dengan liner untuk pasir padat dan lempung
Dengan liner untuk pasir gembur
1.00
0.80
0.90
Tabel 2.3 Nilai faktor koreksi sampler (S)
Panjang Batang (m)
𝜼𝑹
>10
6 – 10
4–6
0–4
1
0.95
0.85
0.75
Tabel 2.4 Nilai faktor koreksi panjang batang (R)
6
2.1.2. Berat Volume Tanah
Berat volume tanah adalah perbandingan antara berat tanah dengan volume
tanah. Berat volume tanah dibagi menjadi 2 (dua) berdasarkan kondisinya, yaitu
berat volume tanah kondisi kering dan jenuh. Untuk menentukan nilai berat volume
tanah dalam kondisi jenuh (𝛾𝑠𝑎𝑡 ) pada tanah berbutir kasar dapat digunakan rumus
korelasi empiris dengan nilai 𝑁60 dari Peck et. al. (1974) dan Bowles (1977)
(4)
𝛾𝑠𝑎𝑡 = 16.0 + 0.1𝑁60
dimana,
𝛾𝑠𝑎𝑡 : saturated unit weight (kN/m3)
𝑁60 : koreksi nilai N-SPT dengan efisiensi energi 60%
Sedangkan, berat volume kering didapatkan dengan korelasi empiris
berdasarkan rentang rata-rata nilai berat volume milik Look, B.G. (2007). Adapun
nilai tersebut disajikan pada Tabel 2.5.
Rentang Berat Volume
(kN/m3)
Kering
Jenuh
Tipe Tanah
Deskripsi Tanah
Cohesionless
Soft sedimentary
(chalk, shale siltstone,
coal)
Hard Sedimentary
(Conglomerate, sandstone)
Metamorphic
Igneous
Very loose
Loose
12
18
14
19
18
17
14
15
20
21
17
18
Medium dense
17
20
Dense
Very dense
Loose
Uniformly graded
Well graded
Dense
19
21
21
22
14
16
17
19
Compacted
Broken rock
Cohesionless
Sands and
gravels
Cohesionless
Sands
7
Tipe Tanah
Cohesive
Deskripsi Tanah
Rentang Berat Volume
(kN/m3)
Kering
Jenuh
Uniformly graded
Well graded
18
19
20
21
Soft-organic
Soft-nonorganic
Stiff
Hard Sedimentary
8
12
16
18
14
16
18
20
Tabel 2.5 Nilai kisaran berat volume tanah
2.1.3. Parameter Kuat Geser Tanah Berbutir Kasar
Parameter tanah lain yang dapat ditentukan melalui korelasi hasil pengujian
SPT di lapangan adalah parameter kuat geser tanah. Untuk parameter nilai sudut
geser internal (𝜙 ′ ) tanah berbutir kasar dapat ditentukan menggunakan rumus
korelasi empiris dengan nilai (𝑁1 )60 dari Mayne et. al. (2001)
𝜙 ′ = √15.4(𝑁1 )60 + 20°
(5)
dimana,
𝜙′
: sudur geser dalam tanah (°)
(𝑁1 )60
: nilai koreksi SPT terhadap faktor tegangan efektif tanah
2.1.4. Modulus Elastisitas (E)
Modulus elastisitas dari tanah berbutir kasar dapat ditentukan dari korelasi
empiris dengan nilai N-SPT menggunakan persamaan dari Begemann (1974)
𝐸𝑠 = 100𝐶(𝑁 + 6) untuk N < 15
(6)
dimana,
𝐸𝑠
: modulus elastisitas tanah (kN/m2)
𝐶
: 3 untuk lanau berpasir hingga 12 untuk kerikil berpasir
𝑁
: nilai SPT terukur di lapangan
Sedangkan, untuk nilai modulus elastisitas dari lapisan batuan dasar yang
lapuk akibat air laut relatif konstan. Sehingga, nilainya dapat ditentukan
berdasarkan jenis material batuan yang dinilai berdasarkan intensitas kelapukan
8
yang terjadi dan sifat dari material yang nilainya dapat dilihat pada tabel berikut:
Gordon (1978)
Material
𝑬 (kN/m2)
Sangat lapuk, lunak
Lapuk, lunak
Sedikit lapuk, keras
50,000
200,000
50,000,000
Tabel 2.6 Nilai modulus elastisitas berdasarkan material batuan
2.1.5. Relative Density (Dr )
Nilai relative density didapatkan berdasarkan korelasi N-SPT hasil
investigasi tanah. Pada penelitian ini digunakan korelasi antara relative density dan
𝑁 dengan persamaan Meyerhof (1957). Adapun persamaan tersebut dapat dilihat
sebagai berikut:
0.5
𝐷𝑟 (%) = 20.4 (
dengan,
𝐷𝑟
: densitas relatif (%)
𝜎0′
: tegangan efektif tanah (kN/m2)
𝑃𝑎
: tekanan atmosfer (≈ 100 kN/m2)
𝑁
: nilai N-SPT
𝑁
𝜎′
0.7 + 𝑝0
𝑎
)
(7)
2.1.6. Modulus Reaksi Subgrade (k)
Kekakuan tiang biasanya ditentukan dengan pendekatan teori reaksi subgrade.
Pada penelitian ini nilai modulus reaksi subgrade dihitung menggunakan
persamaan Vesic (1961) dengan mengaitkan parameter 𝐸 dan 𝜇𝑠 seperti berikut:
𝑘=
0.65 12 𝐸𝑠 𝑑 4
𝐸𝑠
(
)
√
𝑑
𝐸𝑝 𝐼𝑝 1 − 𝜇𝑠
(8)
dengan,
𝑘
: modulus reaksi subgrade (kN/m3)
𝐸𝑝
: modulus elastisitas tiang (kN/m2)
𝐼𝑝
: momen inersia tiang (m4)
𝑑
: diameter tiang (m)
9
𝐸𝑠
: modulus elastisitas tanah (kN/m2)
𝜇𝑠
: angka Poisson tanah
2.2. Rekayasa Fondasi
Dalam membangun suatu bangunan diperlukan perencanaan fondasi yang
berperan penting dalam menanggung semua beban konstruksi bagian atas dan
mendistribusikannya ke lapisan tanah yang ada di bawahnya. Untuk merencanakan
sebuah fondasi perlu dilakukan perhitungan mengenai daya dukung dan penurunan
pada fondasi. Fondasi yang digunakan dalam penelitian ini merupakan fondasi
dalam atau fondasi tiang karena lapisan tanah keras terletak jauh di bawah
permukaan.
2.2.1. Daya Dukung Aksial Fondasi Tiang
Gaya yang ditahan oleh fondasi tiang terdiri atas gaya aksial dan lateral. Gaya
aksial dihasilkan dari beban yang bekerja pada fondasi dengan arah vertikal.
Kapasitas daya dukung fondasi tiang terdiri dari daya dukung pada ujung fondasi
tiang dan daya dukung yang ditimbulkan oleh tahanan gesek antara fondasi tiang
dengan tanah di sekitarnya.
𝑄𝑢 = 𝑄𝑝 + 𝑄𝑠
(9)
dimana,
𝑄𝑢
: kapasitas daya dukung total fondasi tiang (kN)
𝑄𝑝
: kapasitas daya dukung ujung fondasi tiang (kN)
𝑄𝑠
: kapasitas daya dukung friksi fondasi tiang (kN)
Sedangkan, untuk menghitung kapasitas daya dukung dari kelompok fondasi
tiang yang terdiri dari sekumpulan fondasi tiang tunggal ada beberapa hal yang
harus dipertimbangkan, seperti jumlah fondasi tiang dalam satu kelompok, jarak
antar fondasi tiang, susunan fondasi tiang, dan efisiensi kelompok fondasi tiang.
Adanya tegangan yang saling berpotongan antar fondasi tiang menyebabkan daya
dukung fondasi tiang tersebut tereduksi. Sehingga daya dukung kelompok fondasi
tiang dapat dihitung dengan persamaan berikut.
𝑄𝑔(𝑢) = 𝜂𝛴𝑄𝑢
(10)
10
dimana,
𝑄𝑔(𝑢) : kapasitas daya dukung ultimit kelompok fondasi tiang (kN)
𝜂
: efisiensi grup, dapat dihitung dengan persamaan (11) milik Converse-
Labarre
𝑄𝑢
: kapasitas daya dukung ultimit fondasi tiang tunggal (kN)
𝜂 = 1−[
dimana,
(𝑛1 − 1)𝑛2 + (𝑛2 − 1)𝑛1
]𝜃
90𝑛1 𝑛2
𝑛1
: jumlah tiang sejajar pada bidang terpanjang
𝑛2
: jumlah tiang sejajar pada bidang terpendek
𝜃
: tan−1(𝐷/𝑑) (°)
𝐷
: jarak antar fondasi tiang (m)
(11)
Fondasi tiang yang direncanakan pada penelitian ini akan dikonstruksikan di
atas lapisan batuan dan tanah pasiran. Banyak metode yang dapat digunakan untuk
menghitung kapasitas daya dukung ujung fondasi (𝑄𝑝 ). Beberapa metode yang
digunakan pada penelitian ini antara lain adalah sebagai berikut.
1.
Metode Meyerhof (1976) untuk tanah pasiran
𝑄𝑝 = 𝐴𝑝 𝑞 ′ 𝑁𝑞∗ ≤ 𝐴𝑝 𝑞𝑡
(12)
𝑞𝑡 = 0.5𝑝𝑎 𝑁𝑞∗ 𝑡𝑎𝑛𝜙 ′
(13)
dimana,
𝑄𝑝
: kapasitas daya dukung ujung fondasi tiang (kN)
𝐴𝑝
: luas penampang fondasi tiang (m2)
𝑞′
: tegangan vertikal efektif pada kedalaman ujung fondasi tiang (kN/m2)
𝑁𝑞∗
: faktor kapasitas daya dukung
𝑞𝑡
: batas tahanan ujung (kN/m2)
𝑝𝑎
: tekanan atmosfer (≈ 100 kN/m2)
Untuk menentukan faktor kapasitas daya dukung, dilakukan interpolasi dari
korelasi hubungan antara sudut geser internal berdasarkan teori Meyerhof (1976)
yang disajikan pada Tabel 2.7.
11
𝝓′
𝑵∗𝒒
𝝓′
𝑵∗𝒒
20
21
22
23
24
25
26
27
28
29
30
31
32
12.4
13.8
15.5
17.9
21.4
26.0
29.5
34.0
39.7
46.5
56.7
68.2
81.0
33
34
35
36
37
38
39
40
41
42
43
44
45
96.0
115.0
143.0
168.0
194.0
231.0
276.0
346.0
420.0
525.0
650.0
780.0
930.0
Tabel 2.7 Nilai interpolasi Nq berdasarkan sudut geser internal tanah
2.
Metode Meyerhof (1976) berdasarkan korelasi nilai SPT
𝑞𝑝 = 0.4𝑃𝑎 𝑁60
dimana,
𝑞𝑝
𝐿
≤ 4𝑝𝑎 𝑁60
𝐷
(14)
: kapasitas daya dukung ujung fondasi tiang (kN/m2)
𝑁60 : nilai rata-rata nilai N-SPT di dekat titik
tiang pancang (rentang 10D di atas dan 4D di bawah titik tiang pancang)
𝑃𝑎
: tekanan atmosfer (≈ 100 kN/m2)
3.
Metode Briaud et. al. (1985) berdasarkan korelasi nilai SPT
𝑞𝑝 = 19.7𝑃𝑎 (𝑁60 )0.36
(15)
dimana,
𝑞𝑝
: kapasitas daya dukung ujung fondasi tiang (kN/m2)
𝑁60 : nilai rata-rata nilai N-SPT di dekat titik tiang pancang (rentang 10D di atas
dan 4D di bawah titik tiang pancang)
𝑃𝑎
: tekanan atmosfer (≈ 100 kN/m2)
4.
Metode Vesic (1977) untuk tanah pasiran
𝑄𝑝 = 𝐴𝑝 𝑞𝑝 = 𝐴𝑝 ̅̅̅
𝜎0′ 𝑁𝜎∗
(16)
12
dimana,
𝑄𝑝
: kapasitas daya dukung ujung fondasi tiang (kN)
𝐴𝑝
: luas penampang fondasi tiang (m2)
̅̅̅
𝜎0̅′
: nilai rata-rata tegangan efektif tanah pada titik tiang fondasi, persamaan (17)
𝑁𝜎∗
: faktor daya dukung tanah
1 + 2𝐾0 ′
̅̅̅
)𝑞
𝜎0′ = (
3
dimana,
𝜎0′
: nilai rata-rata tegangan efektif tanah pada titik tiang fondasi (kN/m2)
𝐾0
: koefisien tekanan tanah at-rest, persamaan (18)
𝑞′
: tegangan efektif tanah (kN/m2)
𝐾0 = 1 − 𝑠𝑖𝑛 𝜙 ′
(17)
(18)
Dalam menentukan nilai faktor daya dukung, dilakukan peritungan indeks
kekakuan pada tanah dan dikorelasikan terhadap hubungan antara nilai faktor daya
dukung berdasarkan sudut geser tanah. Adapun nilai tersebut dapat dilihat pada
Tabel 2.8. Perhitungan nilai reduksi berdasarkan indeks kekakuan tanah dapat
dengan persamaan berikut:
𝐼𝑟𝑟 =
dimana,
𝐼𝑟
1 + 𝐼𝑟 𝛥
(19)
𝐼𝑟
: nilai indeks kekakuan tanah yang tereduksi
Δ
: regangan volumetrik rata-rata di zona plastis di bawah titik tiang fondasi (m)
𝐼𝑟 =
dimana,
𝐸𝑠
2(1 + 𝜇𝑠 )𝑞 ′ 𝑡𝑎𝑛 𝜙 ′
𝐼𝑟
: indeks kekakuan
𝐸𝑠
: modulus elastisitas tanah (= 𝑚𝑝𝑎)
𝜇𝑠
: rasio poisson tanah
𝛥 = 0.005 (1 −
𝜙 ′ − 25 𝑞 ′
)
20
𝑃𝑎
(20)
(21)
dimana,
Δ
: regangan volumetrik rata-rata di zona plastis di bawah titik pancang (m)
13
𝑃𝑎
: tekanan atmosfer (≈ 100 kN/m2)
Perhitungan rasio poisson tanah (𝜇𝑠 ) dapat dihitung dengan persamaan (22).
Adapun persamaan ini digunakan apabila nilai sudut geser tanah ada pada interval
25° hingga 45°.
𝜇𝑠 = 0.1 + 0.3 (
𝜙 ′ − 25
)
20
(22)
dimana,
𝜇𝑠
: rasio poisson tanah
14
𝝓′
25
26
27
28
29
30
31
32
33
34
35
37
38
39
40
41
42
43
44
45
10
20
40
60
80
12.12
13.18
14.33
15.57
16.9
18.24
19.88
21.55
23.34
25.28
27.36
32.02
34.63
37.44
40.47
43.74
47.27
51.08
55.2
59.66
15.59
17.47
19.12
20.91
22.85
24.95
27.22
29.68
32.34
35.21
38.22
45.31
49.24
53.5
58.1
63.07
68.46
74.3
80.62
87.48
20.98
23.13
25.52
28.1
30.9
33.95
37.27
40.88
44.8
49.05
53.67
64.13
70.03
76.45
83.4
90.96
99.16
108.08
117.76
128.28
24.64
27.3
30.21
33.4
36.87
40.66
44.79
49.3
54.2
59.54
65.36
78.57
86.05
94.2
103.05
112.68
123.16
134.56
146.97
160.48
27.61
30.69
34.06
37.75
41.79
46.21
51.03
56.3
62.05
68.33
75.17
90.75
99.6
109.24
119.74
131.18
143,64
157.21
172
188.12
𝑰𝒓𝒓
100
200
300
400
500
30.16
33.6
37.37
41.51
46.05
51.02
56.46
62.41
68.92
76.02
83.78
101.48
111.56
122.54
134.52
147.59
161.83
177.36
194.31
212.79
39.7
44.53
49.88
55.77
62.27
69.43
77.31
85.96
95.46
105.9
117.33
143.61
158.65
175.11
193.13
212.84
234.4
257.99
283.8
312.03
46.61
52.51
59.05
66.29
74.3
83.14
92.9
103.66
115.51
128.55
142.89
175.95
194.94
215.78
238.62
263.67
291.13
321.22
354.2
390.35
52.24
59.02
66.56
74.93
84.21
94.48
105.84
118.39
132.24
147.51
164.33
203.23
225.62
250.23
277.26
306.94
339.52
375.28
414.51
457.57
57.06
64.62
73.04
82.4
92.8
104.33
117.11
131.24
146.87
164.12
183.16
227.26
252.71
280.71
311.5
345.34
382.53
423.39
468.28
517.58
Tabel 2.8 Faktor daya dukung N berdasarkan teori pemuaian rongga
15
5.
Metode Goodman (1980) untuk batuan
Tiang fondasi yang didesain tepat diatas batuan dapat dihitung daya
dukungnya menggunakan persamaan (23). Dalam perhitungannya, daya dukung
aksial fondasi bergantung pada nilai UCS (unconfined compression strength) dari
batuan. Nilai UCS tersebut dapat ditentukan dengan korelasi empiris hasil uji
laboratorium. Selain itu, terdapat pengaruh dari RQD (rock quality designation).
Sehingga perhitungan daya dukung aksial fondasi pada batuan dapat dilakukan
seperti berikut:
(23)
𝑞𝑝 = 𝑞𝑢 (𝑁𝜙 + 1)
dimana,
𝑞𝑝
: kapasitas daya dukung ujung fondasi tiang (kN)
𝑞𝑢
: nilai unconfined compression strength dari batuan (kN/m2)
𝑁𝜙
: faktor pengaruh sudut geser pada batuan
𝑁𝜙 = 𝑡𝑎𝑛2 (45 +
dimana,
𝜙′
)
2
𝑁𝜙
: faktor pengaruh sudut geser pada batuan
𝜙′
: sudut geser kondisi kering
𝑞𝑢(𝑑𝑒𝑠𝑖𝑔𝑛) =
dimana,
𝑞𝑢
(24)
𝑞𝑢(𝑙𝑎𝑏)
5
(25)
: nilai unconfined compression strength dari batuan
Adapun nilai 𝑞𝑢 (unconfined compression strength) dapat ditentukan dilihat
dari kondisi dilapangan berdasarkan British Standard Institution (1999). Nilai
tersebut disajikan dalam bentuk tabel yang ada pada Tabel 2.9.
Ketentuan
Very weak
Weak
Moderately weak
Kondisi Lapangan
Gravel size lumps can be crushed between
finger and thumb.
Gravel size lumps can be broken in half by
heavy hand pressure.
Only thin slabs, corners or edges can be
broken off with heavy hand
𝒒𝒖 (𝐌𝐍/𝐦𝟐 )
<1.25
1.25-5
0.5-12.5
16
Ketentuan
Kondisi Lapangan
pressure.
When held in the hand, rock can be
Moderately strong
broken by hammer blows.
When resting on a solid surface, rock can
Strong
be broken by hammer blows.
Very strong
Rock chipped by heavy hammer blows.
Rock rings on hammer blows. Only broken
Extremely strong
by sledgehammer.
𝒒𝒖 (𝐌𝐍/𝐦𝟐 )
12.5-50
50-100
100-200
>200
Tabel 2.9 Nilai UCS berdasarkan kondisi lapangan
6.
Metode Coyle dan Castello (1981) untuk tahanan friksi
Perhitungan tahanan friksi pada tiang fondasi dipengaruhi oleh beberapa
variabel seperti tegangan tanah, sudut geser, dan keliling dari ukuran fondasi.
Adapun tahanan gesek berdasarkan Coyle dan Castello (1981) dapat dihitung
menggunakan persamaan berikut:
𝑄𝑠 = 𝐾𝜎̅0′ 𝑡𝑎𝑛(0.8𝜙 ′ ) 𝑝𝐿
(26)
dimana,
𝑄𝑠
: kapasitas daya dukung friksi fondasi tiang (kN)
𝐾
: koefisien tekanan efektif tanah
𝜎̅0′
: nilai rata-rata tegangan efektif tanah vertikal pada kedalaman tertentu
(kN/m2)
𝜙′
: sudut geser tanah
Koefisien tekanan efektif tanah ( 𝐾 ) yang didapat berdasarkan tipe tiang
fondasi yang digunakan. Nilai koefisien ini merupakan rata-rata hasil nilai uji di
lapangan milik Mansur dan Hunter (1970). Koefisien tersebut dapat dilihat pada
Tabel 2.10.
Tipe Tiang Fondasi
K
Profil H
Pipa Baja
Pre-cast Beton
1.65
1.26
1.5
Tabel 2.10 Nilai K berdasarkan tipe fondasi tiang
Nilai rata-rata tegangan efektif tanah vertikal pada kedalaman tertentu (𝜎̅0′ )
didapat dari perhitungan luasan diagram tegangan efektif tanah vertikal tiap
17
kedalaman seperti ilustrasi yang disajikan pada gambar. Sehingga nilai rata-rata
tegangan efektif tanah vertikal pada kedalaman tertentu dapat dihitung dengan
menggunakan persamaan berikut:
𝜎̅0′ =
𝐴1 + 𝐴2 + 𝐴3 + ⋯
𝐿
(27)
Gambar 2.1 Diagram tegangan efektif tanah vertikal
Sumber: Das, Braja M. (2016)
2.2.2. Penurunan Fondasi
Tanah yang dibebani struktur diatasnya maka akan terjadi penurunan
(settlement). Penurunan akibat pembebanan ini terdiri dari penurunan elastik dan
penurunan konsolidasi. Penurunan elastik adalah penurunan yang terjadi secara
cepat (segera) setelah beban bekerja pada tanah berbutir kasar dan tanah berbutir
halus tidak jenuh. Penurunan ini bersifat elastis dan biasanya terjadi pada fondasi
bangunan yang terletak pada tanah granular atau berbutir kasar. Sedangkan,
penurunan konsolidasi terjadi pada tanah berbutir halus yang terletak di bawah
muka air tanah. Penurunan ini membutuhkan waktu yang relatif lebih lama
tergantung pada kondisi lapisan tanah. Oleh karena itu pada perencanaan fondasi
tiang dalam penelitian ini berada di daerah pesisir dengan jenis tanah didominasi
dengan tanah pasir, sehingga penurunan yang diperhitungkan hanyalah penurunan
elastis. Nilai penurunan fondasi tiang yang diizinkan adalah sebesar 32 mm
18
berdasarkan penelitian yang dilakukan oleh Skempton dan MacDonald (1956).
Adapun penurunan elastik (se) pada tiang dibawah beban kerja vertikal ( 𝑄𝑤 )
berdasarkan Das, Braja M. (2016) dapat dihitung dengan persamaan berikut.
𝑠𝑒 = 𝑠𝑒(1) + 𝑠𝑒(2) + 𝑠𝑒(3)
(28)
dimana,
𝑆𝑒(1) : penurunan elastis tiang
𝑆𝑒(2) : penurunan tiang akibat beban pada ujung tiang
𝑆𝑒(3) : penurunan tiang akibat beban yang diteruskan sepanjang poros tiang
Apabila material tiang diasumsikan elastis, maka deformasi poros tiang dapat
dievaluasi sesuai dengan prinsip dasar mekanika material sebagai berikut:
𝑠𝑒(1) =
(𝑄𝑤𝑝 + 𝜉𝑄𝑤𝑠 )𝐿
𝐴𝑝 𝐸𝑝
(29)
dimana,
𝑄𝑤𝑝 : beban yang dipikul di titik tiang pada kondisi beban kerja
𝑄𝑤𝑠 : beban yang dipikul oleh tahanan gesek (friction skin resistance)
𝐴𝑝
: luas penampang tiang
𝐿
: panjang tiang
𝐸𝑝
: modulus elastisitas material tiang
Besarnya nilai 𝜉 bervariasi antara 0.5 sampai 0.67 dan bergantung pada sifat
distribusi tahanan gesek (friction skin resistance). unit, f sepanjang poros tiang.
Adapun penurunan tiang yang disebabkan oleh beban yang dibawa pada ujung tiang
dapat dinyatakan dalam bentuk:
𝑠𝑒(2) =
dimana,
𝐷
𝑞𝑤𝑝 𝐷
(1 − 𝜇𝑠2 )𝐼𝑤𝑝
𝐸𝑠
(30)
: diameter tiang
𝑞𝑤𝑝 : beban titik per satuan luas di titik tiang (= 𝑄𝑤𝑝 /𝐴𝑝 )
𝐸𝑠
: modulus elastisitas tanah pada atau dibawah titik tiang
𝜇𝑠
: poisson ratio tanah
𝐼𝑤𝑝
: influence factor ( 0.85)
19
Sedangkan,
penurunan
tiang
yang
disebabkan
oleh
beban
yang
ditransmisikan pada sepanjang tiang dapat dinyatakan dalam bentuk:
𝑠𝑒(3) =
dimana,
𝑄𝑤𝑝 𝐷
(1 − 𝜇𝑠2 )𝐼𝑤𝑠
𝑝𝐿 𝐸𝑠
𝑝
: keliling tiang (m)
𝐿
: panjang tiang yang tertanam (m)
𝐼𝑤𝑠
: influence factor
(31)
𝑄
𝑤𝑠
Adapun nilai 𝑝𝐿
merupakan nilai rata-rata f sepanjang poros tiang. Influence
factor (𝐼𝑤𝑠 ) mempunyai hubungan empiris sederhana berdasarkan persamaan Vesic
(1977):
𝐼𝑤𝑠 = 2 + 0.35√
𝐿
𝐷
(32)
Secara umum, penurunan grup tiang di bawah beban kerja yang sama per
tiang meningkat seiring dengan bertambahnya lebar grup (Bg) dan jarak pusat ke
pusat tiang (d). Hubungan yang paling sederhana untuk perhitungan grup tiang
pancang dikemukakan oleh Vesic (1969), yaitu:
𝐵𝑔
𝑠𝑒(𝑔) = √ 𝑠𝑒
𝐷
(33)
dimana,
𝑠𝑒(𝑔) : penurunan elastik grup tiang
𝐵𝑔
: lebar bagian grup tiang
D
: diameter setiap tiap di dalam grup
𝑠𝑒
: penurunan elastik setiap tiang pada beban kerja yang sebanding
2.3. Stabilitas Lereng
Tanah longsor merupakan fenomena alam yang terjadi ketika adanya gerakan
massa tanah dalam mencari keseimbangan baru akibat adanya gangguan dari luar
yang menyebabkan menurunnya kuat geser tanah dan meningkatnya tegangan tanah.
Kelongsoran tanah biasanya terjadi pada lereng akibat geometri dari lereng tersebut
dan kekuatan geser tanah yang tidak cukup untuk menahan beban geseran di
20
sepanjang garis bidang keruntuhannya. Lereng dapat dikatakan stabil jika tegangan
tanah yang menyebabkan kelongsoran sama besar atau lebih kecil daripada
tegangan geser tanah yang menahan kelongsoran.
Kelongsoran tanah aktif dapat distabilkan dengan penggunaan pile. Terdapat
beberapa metode yang dapat digunakan untuk menganalisis besar tekanan tanah
yang terjadi pada pile. Salah satu metode yang biasa digunakan adalah metode
berbasis numerik. Beberapa keuntungan dari penggunaan metode numerik untuk
analisis stabilitas lereng, diantaranya untuk menganalisis lereng dengan longsoran
yang kompleks, memasukkan kondisi regangan tegangan yang ada pada lereng
dalam perhitungan kestabilan lereng, menggunakan berbagai macam kriteria
keruntuhan, dan dapat dengan mudah memasukkan efek perkuatan pada lereng.
Salah satu metode numerik yang banyak digunakan saat ini adalah Metode Elemen
Hingga (Finite-Element Method). Metode ini menggunakan persamaan matematis
dengan berbagai pendekatan dan rangkaian persamaan aljabar yang melibatkan
nilai-nilai pada titik-titik diskrit pada bagian yang dievaluasi. Pada metode elemen
hingga, daerah yang dianalisis dibagi menjadi beberapa elemen.
Suatu lereng yang mengalami kelongsoran mempunyai tingkat keamanan dari
lereng tersebut yang dinyatakan sebagai safety factor (SF). Terdapat batas tertentu
dari nilai SF yang menyatakan bahwa keberadaan lereng mengalami kelongsoran.
Adapun nilai SF pada penelitian ini mengacu pada SNI 8460:2017 yang nilainya
dapat dilihat pada tabel. Kriteria faktor keamanan tersebut ditentukan berdasarkan
biaya dan konsekuensi kegagalan lereng serta kepastian kondisi analisis.
Biaya dan konsekuensi dari kegagalan lereng
Biaya perbaikan sebanding dengan biaya tambahan
Biaya perbaikan lebih besar dari biaya tambahan
untuk merancang lereng yang lebih konservatif
Tingkat ketidakpastian
kondisi analisis
Rendah
Tinggi
1.25
1.5
1.5
2.0 atau lebih
Tabel 2.11 Nilai faktor keamanan untuk lereng tanah
2.3.1. Metode Elemen Hingga
Pendekatan yang umum digunakan dalam menganalisis stabilitas lereng
menggunakan metode elemen hingga, yaitu metode pengurangan kekuatan geser
21
(strength reduction method). Metode ini memiliki prinsip dengan mereduksi atau
mengurangi kekuatan geser material secara bertahap sampai membentuk suatu
mekanisme keruntuhan pada lereng. Adapun nilai parameter kohesi (𝑐) dan sudut
geser (𝜙) yang akan direduksi, dinyatakan dengan persamaaan berikut (Hamdhan
& Pratiwi, 2017):
𝑐
𝑆𝑅𝐹
𝑡𝑎𝑛 𝜙
)
𝜙𝑓 = 𝑡𝑎𝑛−1 (
𝑆𝑅𝐹
𝑐𝑓 =
dimana,
𝑐𝑓 , 𝜙𝑓
: nilai c dan 𝜙 terendah yang didapat pada program pemodelan
𝑆𝑅𝐹
: faktor reduksi kekuatan geser
(34)
(35)
Faktor keamanan didapat dengan cara mereduksi nilai kohesi (𝑐) dan sudut
geser (𝜙) secara bertahap hingga tanah mengalami keruntuhan. Proses keruntuhan
ini digambarkan melalui diagram Mohr berikut.
Gambar 2.2 Proses analisis faktor keamanan dalam fem
Sumber: Liong & Herman (2012)
2.3.2. Perangkat Lunak Plaxis 2D
Untuk melakukan analisis stabilitas lereng pada penelitian ini digunakan
metode elemen hingga (FEM) dengan bantuan software atau perangkat lunak Plaxis
2D V20. Perangkat lunak ini menghitung faktor keamanan dari lereng dengan
prosedur phi-c reduction dengan model keruntuhan tanah Mohr-Coulomb.
Pemodelan analisis stabilitas lereng menggunakan Plaxis dilakukan dalam 2 (dua)
kondisi, yaitu kondisi eksisting di lapangan berdasarkan data tanah hasil uji
laboratorium dan korelasi data N-SPT serta kondisi ketika diberi perkuatan dan
22
kombinasi pembebanan tambahan. Selain dapat menghasilkan nilai faktor
keamanan dari lereng, Plaxis juga dapat menghasilkan analisis lanjutan berupa
deformasi tanah dan struktur yang dimodelkan pada proses input.
Gambar 2.3 Program Plaxis 2D
Sumber: google.com
2.4. Daya Dukung Lateral Tiang
Fondasi tiang perlu dirancang dengan memperhitungkan beban-beban
horizontal atau lateral yang bekerja, seperti; beban angin, beban sandar, beban
gelombang air, dan tekanan tanah lateral. Besarnya beban lateral bergantung pada
rangka bangunan yang menyalurkan gaya lateral ke bagian bawah kolom. Apabila
tiang dipasang vertikal dan dirancang untuk menahan beban horizontal yang cukup
besar, maka bagian atas dari tanah pendukungnya harus mampu menahan gaya
tersebut. Hal ini untuk mencegah defleksi lateral yang berlebihan. Gaya lateral yang
terjadi pada tiang bergantung pada kekakuan atau tipe tiang, macam tanah,
penanaman ujung tiang ke dalam pelat penutup kepala tiang, sifat gaya-gaya dan
besar defleksi (Hardiyatmo, 2006).
Dalam menganalisis daya dukung lateral dapat dilakukan dengan 2 (dua)
kondisi kepala tiang. Kondisi ini dibedakan menjadi kondisi kepala tiang bebas
(free head) dan kepala tiang terjepit (fixed head). Kondisi kepala tiang bebas (free
head) ini menyatakan kemampuan tiang dalam bergerak kearah samping dan
berputar saat ada gaya geser atau momen. Sedangkan, kondisi kepala tiang terjepit
(fixed head) bagian kepala tiang boleh bergerak ke arah samping namun dibatasi
pada gerakan rotasi. (Rahardjo, 2017).
23
2.4.1. Metode p-y curve
Metode p-y curve adalah suatu kurva yang mendefinisikan hubungan beban
lateral dan defleksi antara tanah dan tiang. Tahanan lateral per satuan panjang tiang
dinyatakan dalam sumbu p dan defleksi lateral tiang dinyatakan dalam sumbu y.
(Mostafa, 2022). Metode ini digunakan untuk menganalisis defleksi lateral dari
fondasi tiang yang dibebani. Metode p-y curve memberikan perlakuan seperti pegas
pada susunan tanah dengan jenis yang berbeda. Modifikasi terus dilakukan
sehingga menciptakan kurva p-y untuk masing-masing jenis tanah yang berbeda.
Dalam penelitian ini perhitungan kapasitas daya dukung lateral tiang dihitung
dengan bantuan perangkat lunak Allpile dan LPILE yang menganalisis daya
dukung lateral menggunakan metode p-y curve.
Gambar 2.4 Konsep respon tanah-struktur (p-y model)
Sumber: www.pilegroups.com
2.4.2. Perangkat Lunak LPILE
LPILE adalah program khusus untuk menganalisa tiang pancang yang
dibebani secara lateral dengan metode p-y curve. LPILE menyelesaikan persamaan
diferensial untuk balok-kolom dengan menggunakan pendekatan metode beda
hingga. Program ini mampu menghitung defleksi, momen lentur, gaya geser, dan
respons tanah di sepanjang tiang. Transfer beban lateral non-linear dari fondasi ke
tanah dimodelkan dengan p-y curve tertentu atau menggunakan data rekomendasi
24
yang dihasilkan secara internal dengan mengacu pada publikasi untuk berbagai
jenis tanah.
Gambar 2.5 Program LPILE
Sumber: google.com
2.4.3. Perangkat Lunak Allpile
Allpile adalah program yang dapat digunakan untuk menganalisis daya
dukung fondasi baik secara vertikal maupun lateral. Program ini melakukan analisis
vertikal berdasarkan pada pendekatan metode seperti FHWA, AASHTO, dan
NAVY DM-7 (NAVFAC). Hasil yang didapatkan dalam analisis vertikal seperti
daya dukung aksial, penurunan, kapasitas kompresi, dan uplift. Sedangkan, dalam
analisis lateral digunakan metode beda hingga untuk memodelkan konsep respon
tanah-struktur. Dengan mengintegrasikan tekanan lateral, gaya geser, momen,
rotasi, dan defleksi, maka respon fondasi dan tanah dapat di analisis.
Gambar 2.6 Program Allpile
Sumber: google.com
25
2.5. Tekuk dan Stabilitas
Terdapat beberapa macam keruntuhan yang dapat terjadi pada fondasi, salah
satunya adalah keruntuhan tekuk. Keruntuhan pada fondasi ini dapat terjadi apabila
kondisi tanah disekeliling tiang merupakan tanah lunak dan tidak memberikan
tahanan, sehingga tiang berperilaku seperti kolom dengan tumpuan sendi. Terdapat
fenomena saat suatu struktur yang mempunyai dimensi langsing atau tipis dan
mendapati tegangan tekan akan mengalami instabilitas tekuk (buckling). Tiang
yang diberi tekanan akan membengkok dan terdefleksi secara lateral, kondisi ini
dikatakan sebagai tekuk. Bertambahnya beban aksial pada struktur juga akan
menambah defleksi lateral yang terjadi hingga akhirnya tiang akan terdeformasi
plastis. Untuk menganalisis tekuk terhadap struktur digunakan perhitungan sesuai
SNI 1729:2015.
A.
Panjang Efektif
Panjang efektif adalah panjang elemen struktur kolom dikalikan dengan
faktor panjang tekuk (𝑘). Nilai (𝑘) diasumsikan tidak terjadi goyangan atau translasi
pada kolom berdasarkan SNI 1729:2002. Nilai ini berbeda-beda dipengaruhi oleh
masing-masing tumpuan pada struktur. Sehingga, nilai faktor panjang tekuk (𝑘)
dapat ditentukan berdasarkan tampilan yang disajikan pada Gambar 2.7.
Gambar 2.7 Nilai faktor panjang tekuk
Sumber: SNI 1729:2002
26
B.
Kekuatan Tekan Nominal
Untuk menentukan tekuk lokal, diperlukan perhitungan komponen struktur
yang memenuhi kriteria berdasarkan klasifikasi penampang. Untuk menghindari
terjadinya risiko tekuk lokal, elemen struktur yang dibebani oleh beban aksial harus
diklasifikasikan sebagai penampang tidak langsing dan penampang langsing.
Dimana penampang langsing mempunyai rasio lebar terhadap tebal (𝜆) elemen
tekan lebih kecil dibandingkan batas tertentu yang dipengaruhi oleh modulus dan
tegangan leleh material (𝜆𝑟 ). Adapun untuk profil struktur berongga (PSB) bundar,
nilai tersebut dapat ditentukan dengan rumus berikut:
𝜆=
𝐷
𝑡
𝜆𝑟 = 0.11
(36)
𝐸
𝐹𝑦
(37)
dengan,
𝜆
: rasio lebar terhadap tebal
𝐷
: diameter tiang (mm)
𝑡
: tebal penampang (mm)
𝐸
: modulus elastisitas material (MPa)
𝐹𝑦
: tegangan leleh minimum (MPa)
Penentuan penampang akan mempengaruhi perhitungan pada tegangan kritis
tekuk elastis dan non-elastis yang dilakukan. Adapun nilai tegangan kritis dihitung
berdasarkan suatu kondisi. Sehingga tegangan kritis pada tekuk elastis dapat
dihitung dengan rumus berikut:
𝑘𝐿
𝐸
> 4.71√
𝑟𝑚𝑖𝑛
𝐹𝑦
(38)
𝐹𝑐𝑟 = 0.877𝐹𝑒
(39)
Sedangkan untuk tegangan kritis pada tekuk dapat dihitung dengan dengan
rumus berikut:
𝑘𝐿
𝐸
≤ 4.71√
𝑟𝑚𝑖𝑛
𝐹𝑦
(40)
27
𝐹𝑦
𝐹𝑐𝑟 = (0.658𝐹𝑒 ) 𝐹𝑦
(41)
dengan,
𝑘
: nilai faktor panjang tekuk (mm)
𝐿
: panjang tiang (mm)
𝑟𝑚𝑖𝑛 : radius girasi minimum (mm)
𝐹𝑒
: tegangan Euler (MPa)
𝐹𝑦
: tegangan leleh minimum (MPa)
Untuk nilai tegangan Euler ( 𝐹𝑒 ) dapat dihitung dengan menggunakan
persamaan sebagai berikut:
𝐹𝑒 =
dengan,
𝜋2𝐸
𝑘𝐿 2
(𝑟)
𝐹𝑒
: tegangan Euler (MPa)
𝐸
: modulus elastisitas material (MPa)
𝑘
: nilai faktor panjang tekuk (mm)
𝐿
: panjang tiang (mm)
𝑟
: radius girasi (mm)
(42)
Sehingga, nilai kekuatan nominal dapat ditentukan berdasarkan keadaan batas
dari tekuk lentur yang terjadi (elastis atau non-elastis). Adapun persamaan yang
digunakan untuk menghitung kekuatan tekan nominal adalah sebagai berikut:
𝑃𝑛 = 𝐹𝑐𝑟 𝐴𝑔
(43)
dimana.
𝑃𝑛
: kekuatan tekan nominal (N)
Fcr
: tegangan kritis (MPa)
𝐴𝑔
: luas penampang (mm2)
C.
Kekuatan Lentur Nominal
Profil bundar yang ditinjau dalam keruntuhan akibat lentur diharapkan
memiiki rasio rasio lebar terhadap tebal ( 𝜆 ) kurang dari batas tertentu yang
28
dipengaruhi oleh kekuatan material profil yang digunakan. Adapun batas tersebut
dapat ditentukan menggunakan rumus berikut:
𝜆=
𝐷
𝑡
𝜆𝑚 = 0.45
(44)
𝐸
𝐹𝑦
(45)
dimana,
𝜆
: rasio lebar terhadap tebal
𝜆𝑚
: nilai batas rasio syarat penampang
Penampang yang digunakan juga perlu diketahui kondisinya berdasarkan
kategori kompak, non-kompak, dan langsing untuk menentukan kekuatan lentur
nominal. Adapun batas tersebut untuk penampang bundar dapat dihitung dengan
rumus berikut:
𝐸
𝐹𝑦
𝐸
𝜆𝑟 = 0.31
𝐹𝑦
𝜆𝑝 = 0.07
(46)
(47)
dimana,
𝜆𝑝
: nilai batas penampang kompak
𝜆𝑟
: nilai batas penampang non-kompak
Setelah melakukan cek penampang, nilai kekuatan lentur nominal dapat
ditentukan berdasarkan nilai terendah yang diperoleh sesuai dari keadaan batas dari
momen plastis. Adapun nilai kekuatan lentur nominal untuk batas leleh adalah:
𝑀𝑛 = 𝑀𝑝 = 𝐹𝑦 𝑆
(48)
dengan,
𝑀𝑛
: kekuatan lentur nominal (Nmm)
𝐹𝑦
: tegangan leleh minimum (MPa)
𝑆
: modulus penampang elastis (mm3)
Untuk kondisi penampang kompak, keadaan batas dari tekuk lokal tidak
diterapkan, sedangkan untuk penampang non-kompak dapat dihitung sebagai
berikut:
29
𝑀𝑛 = (
dengan,
0.021𝐸
+ 𝐹𝑦 ) 𝑆
𝐷
𝑡
𝑀𝑛
: kekuatan lentur nominal (Nmm)
𝐷
: diameter penampang (mm)
𝑡
: tebal penampang (mm)
𝑆
: modulus penampang elastis (mm3)
(49)
Untuk penampang dinding langsing, kekuatan lentur nominal dipengaruhi
oleh tegangan kritis yang dapat dihitung dengan persamaan berikut:
0.33𝐸
𝐷
𝑡
𝑀𝑛 = 𝐹𝑐𝑟 𝑆
(50)
𝐹𝑐𝑟 =
(51)
dimana,
Mn
: kekuatan lentur nominal (Nmm)
𝐹𝑐𝑟
: tegangan leleh minimum (MPa)
𝑆
: modulus penampang elastis (mm3)
𝐸
: modulus elastisitas material (MPa)
D.
Kekuatan Geser Nominal
Kekuatan geser nominal dapat ditentukan dengan menghitung tegangan kritis
dengan batas tertentu berdasarkan tegangan leleh material. Adapun perhitungannya
dapat dilakukan dengan rumus berikut:
𝐹𝑐𝑟(1) =
1.60𝐸
5
4
√𝐿𝑉 (𝐷)
𝐷 𝑡
0.78𝐸
𝐹𝑐𝑟(2) =
3
𝐷 2
(𝑡)
𝐹𝑐𝑟(𝑚𝑖𝑛) = 0.6𝐹𝑦
(52)
(53)
(54)
dimana,
𝐹𝑐𝑟
: tegangan leleh minimum (MPa)
30
𝐿𝑉
: jarak dari lokasi gaya geser maksimum ke gaya geser nol (mm)
𝐷
: diameter terluar (mm)
𝐸
: modulus elastisitas material (MPa)
𝑡
: lebar dinding desain (mm)
𝐹𝑦
: tegangan leleh minimum (MPa)
Sehingga, berdasarkan nilai tegangan kritis pakai, nilai kekuatan geser
nominal dapat ditentukan dengan persamaan berikut:
𝑉𝑛 =
dimana,
𝑉𝑛
: kekuatan geser nominal (N)
𝐹𝑐𝑟
: tegangan leleh minimum (MPa)
𝐴𝑔
: luas penampang (mm2)
𝐹𝑐𝑟 𝐴𝑔
2
(55)
Nilai kekuatan nominal pada masing-masing perhitungan harus dikalikan
dengan faktor reduksi (𝜙) sebesar 0.9 sesuai dengan persyaratan SNI 1729:2015.
Sehingga kekuatan nominal tersebut bisa dikalikan dengan faktor reduksi dan
dibandingkan dengan beban yang terfaktorkan berdasarkan metode LRFD.
2.6. Kombinasi Pembebanan
Struktur bangunan gedung maupun nongedung harus didesain dengan
memperhitungkan keseluruhan gaya yang akan bekerja pada suatu luasan struktur.
Sistem fondasi tidak diperbolehkan gagal terlebih dahulu daripada struktur yang
ditumpunya sehingga sangat penting untuk merencanakan pembebanan yang
mempertimbangkan faktor kuat dalam kebutuhan mendesain sistem fondasi seperti
beban gempa, beban sandar kapal, serta kondisi lainnya (AISC, 1989). Terdapat 2
(dua) metode yang sering digunakan dalam menghitung pembebanan pada struktur
bangunan, yaitu metode LRFD (Load Resistance Factor Design) dan ASD
(Allowable Stress Design).
Adapun konsep pembebanan yang banyak digunakan saat ini adalah LRFD
(Load Resistance Factor Design). Metode LRFD merupakan salah satu metode
perencanaan struktur dengan prinsip mereduksi kapasitas yang dimiliki oleh suatu
penampang struktur. Dalam metode LRFD, tahanan rencana harus melebihi jumlah
31
dari beban kerja dikalikan dengan faktor beban. Penjumlahan beban - beban kerja
ini yang dinamakan sebagai kombinasi pembebanan. Berdasarkan SNI 1726:2019
pasal 4.2.2 mengenai kombinasi pembebanan untuk metode ultimit, perencanaan
struktur bangunan gedung dan nongedung haruslah memperhatikan jenis-jenis
kombinasi pembebanan berikut:
1.
1,4D
2.
1,2D + 1,6L + 0,5(Lr atau R)
3.
1,2D + 1,6(Lr atau R) + (L atau 0,5W)
4.
1,2D + 1,0W + L + 0,5(Lr atau R)
5.
0,9D + 1,0W
6.
1,2D + Ev + Eh + L
7.
0,9D - Ev + Eh
Selain LRFD, konsep pembebanan dalam perencanaan struktur bangunan
yang telah digunakan dalam kurun waktu kurang lebih 100 tahun adalah ASD
(Allowable Stress Design). Konsep ini sering disebut juga sebagai Working Stress
Design karena perencanaan struktur dilakukan dengan menggunakan beban kerja
sebenarnya tanpa beban terfaktor. Pada metode ini, elemen struktur harus
direncanakan sedemikian rupa agar tegangan yang timbul akibat beban kerja atau
beban layan tidak melampaui tegangan izin yang telah ditetapkan (𝜎𝑚𝑎𝑥𝑖𝑚𝑢𝑚 ≤
𝜎𝑎𝑙𝑙𝑜𝑤𝑎𝑏𝑙𝑒 ). Tegangan izin ditentukan oleh peraturan bangunan. Seperti Standar
Nasional Indonesia (SNI) atau spesifikasi lainnya untuk mendapatkan faktor
keamanan terhadap tercapainya tegangan batas. Dalam ASD, semua beban
diasumsikan memiliki variabilitas rata-rata yang sama sehingga kombinasi
pembebanan yang terdiri dari beban mati, beban hidup, beban angin, dan beban
struktur lainnya yang disesuaikan dengan kondisi dan potensi kerentanan dari lokasi
pembangunan. Berdasarkan SNI 1726:2019 pasal 4.2.3 mengenai kombinasi
pembebanan untuk metode tegangan izin, perencanaan struktur bangunan gedung
dan non-gedung haruslah memperhatikan jenis-jenis kombinasi pembebanan
berikut:
1. D
32
2. D + L
3. D + (Lr atau R)
4. D + 0.75L + 0.75 (Lr atau R)
5. D + 0.6W
6. D + 0.75 (0.6W) + 0.75L + 0.75 (Lr atau R)
7. 0.6D + 0.6W
dimana,
𝐷 adalah beban mati yang diakibatkan oleh berat konstruksi permanen,
termasuk dinding, lantai atap, plafon, partisi tetap, tangga dan peralatan layan
tetap.
𝐿 adalah beban hidup yang ditimbulkan oleh penggunaan gedung, termasuk
kejut, tetapi tidak termasuk beban lingkungan seperti angin, hujan, dan
lainnya.
𝐿𝑟 adalah pengaruh beban hidup di atap yang ditimbulkan selama perawatan
oleh pekerja, peralatan, dan material atau selama penggunaan biasa oleh
orang dan benda bergerak.
𝑅 adalah beban hujan, tidak termasuk yang diakibatkan genangan air
𝑊 adalah beban angin
𝐸𝑣 adalah beban gempa atau pengaruh gaya seismik vertikal
𝐸ℎ adalah beban gempa atau pengaruh gaya seismik horizontal
2.6.1. Beban Gempa
Beban gempa merupakan beban lateral yang sangat berpengaruh terhadap
kestabilan struktur yang timbul akibat oleh adanya fenomena gempa berupa getaran
dari benturan atau pergesekan pada lempeng tektonik bumi. Efek dinamisnya
menjadikan analisis struktur akibat beban gempa sangat diperlukan untuk
memastikan bahwa desain elemen-elemen struktur tersebut kuat menahan gaya
gempa. Dalam penelitian ini digunakan 2 (dua) metode perhitungan beban gempa,
yaitu metode pseudostatik dan statik ekivalen.
33
A.
Metode Pseudostatik
Metode pseudostatik merupakan metode merubah gaya yang timbul akibat
beban gempa yang berbentuk dinamik menjadi statik dengan menerapkan gaya
lateral yang bekerja melalui pusat massa dengan resultan gaya yang bekerja
mempunyai arah ke luar lereng sesuai dengan asumsi yang dikemukakan oleh
Terzaghi (1950). Asumsi ini telah dibuktikan dari penelitian yang dilakukan oleh
Ohtsuka, et al. (1998) bahwa pembebanan yang mempunyai arah ke dalam lereng
tidak akan mengurangi stabilitas dari lereng tersebut. Metode ini mengabaikan sifat
siklik atau berulang dari gempa serta mengabaikan percepatan gempa arah vertikal
karena pada umumnya percepatan gempa vertikal lebih kecil dari percepatan gempa
arah horizontal.
Untuk menentukan koefisien gempa arah horizontal (𝑘ℎ ) yang digunakan
dalam metode psudostatik ini dilakukan peninjauan percepatan gempa maksimum
di permukaan atau peak ground acceleration (𝑃𝐺𝐴) yang dapat dilihat dari peta
percepatan gempa maksimum di permukaan wilayah Indonesia pada Gambar 2.8
dan disesuaikan dengan pengaruh klasifikasi situs (𝐹𝑃𝐺𝐴 ). Koefisien gempa arah
horizontal (𝑘ℎ ) dapat dihitung dengan persamaan yang dikemukakan oleh HynesGriffin dan Franklin (1984) seperti berikut.
𝑘ℎ = 0.5𝑃𝐺𝐴𝑚
(56)
dimana,
𝑘ℎ
: Koefisien gempa arah horizontal (g)
𝑃𝐺𝐴𝑀
: Percepatan gempa maksimum di permukaan yang sudah disesuaikan
dengan pengaruh klasifikasi situs (g)
Untuk melakukan penyesuaian percepatan gempa maksimum di permukaan
sesuai dengan klasifikasi situs digunakan persamaan seperti berikut:
𝑃𝐺𝐴𝑚 = 𝐹𝑃𝐺𝐴 × 𝑃𝐺𝐴
(57)
dimana,
𝐹𝑃𝐺𝐴
: Koefisien situs menurut SNI 1726:2019, dapat dilihat pada Tabel 2.12
𝑃𝐺𝐴
: Percepatan gempa maksimum di permukaan (g)
34
Gambar 2.8 Peta percepatan gempa maksimum di permukaan wilayah Indonesia
Sumber: SNI 1726:2012
Kelas
Situs
𝑷𝑮𝑨 ≤ 𝟎. 𝟏
𝑷𝑮𝑨 = 𝟎. 𝟐
𝑷𝑮𝑨 = 𝟎. 𝟑
𝑷𝑮𝑨 = 𝟎. 𝟒
𝑷𝑮𝑨 = 𝟎. 𝟓
𝑷𝑮𝑨 ≥ 𝟎. 𝟔
SA
SB
0.8
0.9
0.8
0.9
0.8
0.9
0.8
0.9
0.8
0.9
0.8
0.9
SC
1.3
1.2
1.2
1.2
1.2
1.2
SD
1.6
1.4
1.3
1.2
1.1
1.1
SE
SF
1.6
1.4
1.3
1.2
1.1
1.1
Situs yang memerlukan invetigasi geoteknik spesifik dan analisis respons
situs spesifik
Tabel 2.12 Nilai koefisien situs, FPGA
B.
Metode Statik Ekivalen
Metode statik ekivalen adalah analisis struktur yang mengasumsikan bahwa
beban statik horizontal diperoleh dari pengaruh respon ragam getar gempa pertama.
Getaran gempa bumi akan menimbulkan gaya lateral pada dasar struktur berupa
gaya geser dasar bangunan (base shear). Untuk menghindari kerusakan bangunan
saat terjadi gempa besar, struktur bangunan harus didesain terhadap beban gempa
desain yang didefinisikan sebagai 2/3 dari gempa bumi maksimum yang
dipertimbangkan (MCER) di masing-masing wilayah. Di Indonesia, beban gempa
atau respons spektrum yang terjadi sesuai dengan data pada perhitungan gempa,
mengacu pada SNI 1726:2019 mengenai Tata Cara Perencanaan Ketahanan Gempa
35
untuk Struktur Bangunan Gedung dan Non-gedung. Adapun beberapa persyaratan
dan ketentuan dalam SNI 1726:2019 adalah sebagai berikut:
1.
Kategori Risiko Bangunan dan Faktor Keutamaan Gempa
Penentuan kategori risiko struktur bangunan gedung dan non-gedung
disesuaikan dengan keterangan yang tertera pada (Tabel 3 dalam SNI 1726:2019).
Selanjutnya, pengaruh gempa rencana terhadap kategori risiko struktur bangunan
harus dikalikan dengan suatu faktor keutamaan gempa (𝐼𝑒 ) merujuk pada (Tabel 4
dalam SNI 1726:2019).
2.
Definisi Kelas Situs
Penetapan Kelas Situs dapat dilakukan melalui penyelidikan tanah dengan
̅ ). N profil tanah yang mengandung
menguji nilai penetrasi standar rata-rata (𝑁
beberapa lapisan tanah dan/atau batuan yang berbeda harus dibagi menjadi lapisanlapisan yang diberi nomor ke-1 sampai ke-n dari atas ke bawah sehingga ada total
̅
n-lapisan tanah yang berbeda pada lapisan 30 meter paling atas tersebut. Nilai 𝑁
untuk lapisan tanah 30 meter paling atas ditentukan sesuai dengan persamaan
berikut (Badan Standarisasi Nasional, 2019):
̅=
𝑁
dengan,
𝑛
𝛴𝑖=1
𝑑𝑖
𝑛 𝑑𝑖
𝛴𝑖=1
𝑁𝑖
𝑑𝑖
: ketebalan total setiap lapisan antara kedalaman 0 sampai 30 meter
𝑁𝑖
: tahanan penetrasi standar 60% energi (𝑁60 )
(58)
̅ disesuaikan
Selanjutnya penentuan tipe kelas situs berdasarkan nilai 𝑁
dengan definisi dari (Tabel 5 dalam SNI 1726:2019).
3.
Parameter Respons Spektral Percepatan (𝑺𝑴𝑺 dan 𝑺𝑴𝟏 )
Parameter respons spektral percepatan pada periode pendek ( 𝑆𝑀𝑆 ) dan
periode 1 detik (𝑆𝑀1 ) disesuaikan dengan pengaruh kelas situs yang ditentukan
dengan persamaan berikut:
𝑆𝑀𝑆 = 𝐹𝑎 𝑆𝑠
(59)
𝑆𝑀1 = 𝐹𝑣 𝑆1
(60)
36
Nilai parameter percepatan tanah untuk periode pendek (Ss) dan untuk periode 1
detik (S1) tertera dalam peta parameter gerak tanah yang dapat dilihat pada (Gambar
15-16 dalam SNI 1726:2019). Sedangkan, faktor amplifikasi getaran terkait
percepatan pada getaran periode pendek (𝐹𝑎 ) disesuaikan dengan (Tabel 6 dalam
SNI 1726:2019) dan faktor amplifikasi terkait percepatan yang mewakili getaran
periode 1 detik (𝐹𝑣 ) disesuaikan dengan (Tabel 7 dalam SNI 1726:2019).
4.
Desain Ground Motion Parameters (𝑺𝑫𝑺 dan 𝑺𝑫𝟏 )
Parameter percepatan spektral desain untuk periode pendek (𝑆𝐷𝑆 ) dan periode
1 detik (𝑆𝐷1) harus ditentukan dengan persamaan berikut:
2
𝑆𝐷𝑆 = 𝑆𝑀𝑆
3
2
𝑆𝐷1 = 𝑆𝑀1
3
5.
(61)
(62)
Kategori Desain Seismik
Kategori desain seismik berdasarkan parameter respon percepatan pada
periode pendek 0.2 detik (𝑆𝐷𝑆 ) dapat ditentukan berdasarkan (Tabel 8 dalam SNI
1726:2019). Sedangkan, kategori desain seismik berdasarkan parameter respons
percepatan pada perioda 1 detik (𝑆𝐷1) dapat ditentukan berdasarkan (Tabel 9 dalam
SNI 1726:2019).
6.
Parameter Struktur (𝑹, 𝑪𝒅 , 𝑾𝟎 )
Sistem pemikul gaya seismik yang berbeda diizinkan untuk digunakan
menahan gaya seismik di masing-masing arah kedua sumbu ortogonal struktur. Bila
sistem yang berbeda digunakan, masing-masing nilai 𝑅, 𝐶𝑑 , 𝑊0 harus diterapkan
pada setiap sistem, termasuk batasan sistem struktur yang termuat dalam (Tabel 12
dalam SNI 1726:2019).
7.
Periode fundamental Struktur (T)
Periode fundamental struktur, 𝑇 , tidak boleh melebihi hasil perkalian
koefisien untuk batasan atas pada periode yang dihitung (𝐶𝑢 ) dari (Tabel 17 dalam
SNI 1726:2019) dan periode fundamental pendekatan (𝑇𝑎 ) yang dapat ditentukan
dengan persamaan berikut:
𝑇𝑎 = 𝐶𝑡 ℎ𝑛𝑥
(63)
37
dengan,
ℎ𝑛
: ketinggian struktur dari atas dasar sampai tingkat tertinggi (m)
𝐶𝑡
: koefisien yang ditentukan dari (Tabel 18 dalam SNI 1726:2019)
𝑥
: koefisien yang ditentukan dari (Tabel 18 dalam SNI 1726:2019)
8.
Gaya Geser Dasar Seismik (V)
Gaya geser dasar seismik dalam arah horizontal yang ditetapkan harus
ditentukan sesuai dengan persamaan berikut:
V = 𝐶𝑆 𝑊
(64)
dengan,
𝐶𝑆
: koefisien respons seismik
𝑊
: berat seismik efektif
Perhitungan koefisien respons seismik〖(𝐶)𝑠 )harus ditentukan berdasarkan
perbandingan nilai periode fundamental struktur (𝑇 ) dan periode panjang (𝑇𝐿 )
berdasarkan peta transisi periode panjang wilayah Indonesia pada (Gambar 20
dalam SNI 1726:2019). Untuk 𝑇 ≤ 𝑇𝐿 , maka nilai 𝐶𝑠 dihitung berdasarkan
persamaan berikut:
𝐶𝑠 =
𝑆𝐷1
𝑅
𝑇 (𝐼 )
𝑒
(65)
Sedangkan, untuk 𝑇 > 𝑇𝐿 , maka nilai 𝐶𝑠 dihitung berdasarkan persamaan berikut:
𝐶𝑠 =
Nilai 𝐶𝑠 tidak boleh kurang dari:
𝑆𝐷1 𝑇𝐿
𝑅
𝑇2 ( )
𝐼𝑒
𝐶𝑠 = 0.044𝑆𝐷𝑆 𝐼𝑒 ≥ 0.01
(66)
(67)
2.6.2. Beban Angin
Angin adalah massa udara yang bergerak secara horizontal dari area
bertekanan udara tinggi ke area bertekanan udara rendah. Angin dapat merusak
struktur karena tekanannya pada bidang permukaan struktur. Intensitas tekanan
inilah yang disebut beban angin (W). Perhitungan beban angin diperlukan untuk
mendesain konstruksi bangunan yang aman menghadapi angin terutama pada
38
bangunan bertingkat. Detail perhitungan beban angin di Indonesia mengacu pada
SNI 1727:2013 mengenai Beban Minimum untuk Perancangan Bangunan Gedung
dan Struktur Lain. Adapun beberapa parameter beban angin yang harus ditentukan
adalah sebagai berikut (Badan Standarisasi Nasional, 2013):
1.
Kecepatan angin dasar (𝑽)
Kecepatan angin dasar harus ditentukan oleh instansi yang berwenang.
Sebagai acuan normatif, nilai kecepatan angin dasar 𝑉 (m/s) berdasarkan standar
dari Australia HB 212-2002 Design Wind Speeds for the Asia-Pacific Region.
Standar ini merupakan publikasi yang dikeluarkan oleh Australian Standard untuk
nilai kecepatan angin pada area Asia Pasifik. Menurut HB 212-2002, wilayah
Indonesia sebagai daerah di sekitar garis ekuator masuk kedalam level I dengan
deskripsi kondisi “strong thunderstorms and monsoon winds”. Berdasarkan standar
tersebut, kita dapat mengambil nilai 𝑉 = 32 m/s untuk desain beban angin pada
kondisi layan (serviceability design) dan 𝑉 = 40 m/s pada kondisi batas (strength
design).
2.
Faktor arah angin (Kd)
Faktor arah angin (𝐾𝑑 ) ditentukan berdasarkan tipe struktur sesuai dengan
yang tertera pada (Tabel 26.6-1 dalam SNI 1727:2013).
3.
Kategori eksposur
Penentuan kategori eksposur (B, C, D) ditentukan berdasarkan (Pasal 26.7.3
dalam SNI 1727:2013).
4.
Faktor topografi (Kzt)
Efek peningkatan kecepatan angin harus dimasukkan dalam perhitungan
beban angin desain dengan menggunakan faktor Kzt :
𝐾𝑧𝑡 = (1 + 𝐾1 𝐾2 𝐾3 )2
(68)
dimana nilai faktor (𝐾𝑛 ) tersebut dapat dilihat dan disesuaikan pada (Gambar 26.81 dalam SNI 1727:2013).
39
5.
Faktor efek-tiupan angin (G)
Faktor efek-tiupan angin untuk suatu bangunan gedung dan struktur lain yang
kaku boleh diambil sebesar 0.85
6.
Klasifikasi ketertutupan
Untuk menentukan koefisien tekanan internal, semua bangunan gedung harus
diklasifikasikan sebagai bangunan tertutup, tertutup sebagian, atau terbuka seperti
jelaskan pada (Pasal 26.2 dalam SNI 1727:2013).
7.
Koefisien tekanan internal (𝑮𝑪𝒑𝒊 )
Koefisien tekanan internal (𝐺𝐶𝑝𝑖 ) harus ditentukan dari (Tabel 26.11-1 dalam
SNI 1727:2013) berdasarkan pada klasifikasi ketertutupan bangunan gedung yang
telah ditentukan sebelumnya.
8.
Koefisien Eksposur Tekanan Velositas dan Tekanan Velositas (𝒒)
Koefisien eksposur tekanan velositas (𝐾𝑧 atau 𝐾ℎ ) ditentukan berdasarkan
kategori eksposur dan ketinggian bangunan di atas level tanah yang disesuaikan
dari (Tabel 27.3-1 dalam SNI 1727:2013). Sedangkan tekanan velositas ( 𝑞 )
dievaluasi pada ketinggian z harus dihitung dengan persamaan berikut:
𝑞𝑧 , 𝑞ℎ = 0.613𝐾𝑧 𝐾𝑧𝑡 𝐾𝑑 𝑉 2
(69)
dimana,
𝑉
: kecepatan angin dasar (m/s)
𝑞𝑧
: tekanan velositas dihitung menggunakan persamaan diatas pada ketinggan z
𝑞ℎ
: tekanan velositas dihitung menggunakan persamaan diatas pada ketinggan
atas rata-rata h
9.
Koefisien tekanan eksternal (𝑪𝒑 )
Koefisien tekanan eksternal (𝐶𝑝 ) harus ditentukan dari (Tabel 27.4-1 dalam
SNI 1727:2013).
10.
Tekanan Angin Desain (P)
Tekanan angin desain untuk bangunan gedung dari semua ketinggian harus
ditentukan dari persamaan berikut:
40
𝑃 = 𝑞𝐺𝐶𝑝 − 𝑞𝑖 (𝐺𝐶𝑝𝑖 )
(70)
dimana,
𝑞
: 𝑞𝑧 untuk dinding di sisi angin datang yang diukur pada ketinggan 𝑧 di atas
permukaan tanah
𝑞
: 𝑞ℎ untuk dinding di sisi angin pergi, dinding samping, dan atap yang diukur
pada ketinggan ℎ
𝑞𝑖
: 𝑞ℎ untuk dinding di sisi angin datang, dinding di sisi angin pergi, dinding
samping, dan atap bangunan gedung tertutup untuk mengevaluasi tekanan internal
negatif pada bangunan gedung tertutup sebagian.
2.6.3. Beban Sandar Kapal
Pada saat kapal merapat ke dermaga, kapal masih mempunyai kecepatan
sehingga akan terjadi benturan antara kapal dan dermaga. Gaya yang timbul akibat
benturan kapal disebut dengan gaya sandar (berthing forces). Gaya benturan kapal
yang akan ditahan oleh dermaga tergantung pada energi benturan yang diserap oleh
sistem fender yang dipasang pada dermaga. Dalam menghitung energi kinetik
akibat benturan kapal, terlebih dahulu mengidentifikasi beberapa parameter,
diantaranya: dimensi utama kapal dengan mengukur panjang kapal (𝐿𝑂𝐴 ), lebar
kapal (𝐵), tinggi kapal (𝐷), dan draft kapal (𝐷). Hubungan antara dimensi utama
kapal dengan GT kapal dapat dihitung menggunakan rumus sesuai peraturan
(PerMen Perhub PM 8/1/1-17 2013):
𝐺𝑇 = 0.25 × 𝑉
(71)
dimana,
V
: volume of vessel (𝑉 = 𝐿𝑂𝐴 × 𝐵 × 𝐷 × 𝑓; 𝑓 = 0.7)
Data dimensi utama kapal tersebut selanjutnya diolah menggunakan
pendekatan untuk memperoleh nilai Cb (block coefficient) dengan menggunakan
persamaan:
𝐶𝐵 =
dimana,
Ñ
̂
𝑁
𝐿𝐵𝑃 × 𝐵 × 𝐷
(72)
: Displacement of fishing vessel (ton/m3)
41
𝐿𝐵𝑃 : length between perpendicular (m)
Selain data dimensi utama kapal, diperlukan juga data kecepatan kapal (v)
sesaat sebelum terjadi benturan. Besar energi benturan dapat dihitung
menggunakan persamaan berikut:
𝐸𝑛 = 0.5 × 𝑀𝐷 × 𝑣 2 × 𝐶𝑚 × 𝐶𝐸 × 𝐶𝑐 × 𝐶𝑠
(73)
dimana,
𝑀𝐷
: Displacement of fishing vessel (ton)
𝐶𝑀
: added mass coefficient
𝐶𝐸
: eccentricity coefficient
𝐶𝐶
: berth configuration coefficient
𝐶𝑆
: softness coefficient
Perhitungan koefisien massa (𝐶𝑀 ) dengan menggunakan rumus:
𝐶𝑀 = 1 +
2×𝐷
𝐵
(74)
Sedangkan, perhitungan koefisien eksentrisitas (𝐶𝐸 ) menggunakan rumus:
𝐾 2 + 𝑅 2 𝑐𝑜𝑠 2 𝜃
𝐾 2 + 𝑅2
𝐾 = (0.19 × 𝐶𝐵 + 0.11) × 𝐿𝐵𝑃
𝐶𝐸 =
𝐵 2
𝑅 = √𝑦 2 + ( )
2
(75)
(76)
(77)
dimana,
𝐾
: radius of gyration (m)
𝑅
: center of mass to point of impact (m)
𝑦
: jarak horizontal titik berat kapal ke tambat kapal (m)
Untuk koefisien konfigurasi struktur tambatan (𝐶𝐶 ), apabila tambatan berupa
konstruksi solid maka akan ada efek bantalan yang akan mengurangi energi
benturan sehingga nilai 𝐶𝐶 = 0.9. Sedangkan, pada konstruksi open pier atau jetty
air tidak membentuk bantalan, sehingga nilai 𝐶𝐶 = 1. Sedangkan untuk koefisien
kehalusan ( 𝐶𝑠 ), apabila fender kapal keras atau tidak fleksibel maka ketika
mengalami benturan akan terjadi deformasi ( 𝐶𝑠 = 0.9), sedangkan apabila
42
menggunakan soft fenders, kapal menjadi lebih fleksibel sehingga cenderung tidak
mengalami deformasi sehingga nilai 𝐶𝑠 = 1. Setelah mengetahui besaran energi
benturan atau beban sandar menggunakan persamaan (47), penting untuk
menghitung juga besarnya energi benturan kapal pada kondisi abnormal yang
disebabkan oleh human error, cuaca buruk, kerusakan alat, atau kombinasi
ketiganya dengan cara mengalikan energi benturan dengan safety factor (Fs).
2.7. Alur dan Tahapan Penelitian
Metode penelitian merupakan suatu cara ilmiah untuk mendapatkan jawaban
dari permasalahan yang telah ditetapkan dengan tahap-tahap penyelesaian masalah
secara singkat beserta penjelasannya. Metode penelitian pada makalah ilmiah ini
dimuat dalam bentuk diagram alir yang disajikan pada Gambar 2.9 berikut:
43
Gambar 2.9 Diagram alir penelitian
44
2.8. Metode Analisis Data
Perencanaan dalam penelitian ini dilakukan dengan menetapkan beberapa
asumsi terkait variabel maupun data yang tidak tersedia. Proses tahapan analisis dan
masing-masing perhitungan dijelaskan sebagai berikut.
2.8.1. Perhitungan Faktor Koreksi Nilai N-SPT
Dalam studi kasus dilakukan investigasi tanah dengan metode SPT pada 3
(tiga) titik yang ada pada area tapak. Secara umum, ketiga BH (borehole) disusun
oleh tanah pasiran dan bebatuan pada kedalaman tertentu. Untuk mendapatkan
parameter tanah yang dibutuhkan dalam perancangan ditetapkan beberapa asumsi
terkait tipe hammer dan diameter lubang bor sebagai faktor koreksi nilai N-SPT.
Asumsi untuk tipe hammer digunakan tipe donut dengan pelepasan rope and pulley
milik Jepang dengan faktor koreksi 67%, dilanjutkan dengan asumsi diameter
lubang bor sebesar 120 mm. Nilai asumsi ini dapat dilihat pada Tabel 2.1 dan Tabel
2.2. Berikut disajikan perhitungan faktor koreksi nilai N-SPT untuk BH-1:
Tipe Tanah
[1]
Very Loose Sand
Very Loose Sand
Very Loose Sand
Very Loose Sand
Stone
Stone
Stone
Stone
Stone
Stone
Stone
Stone
Stone
Stone
Stone
Kedalaman (m)
N-SPT
Dari (z1) Ke- (z2)
[2]
-2
-4
-6
-8
-10
-12
-14
-16
-18
-20
-22
-24
-26
-28
-30
[3]
-2.5
-4.5
-6.5
-8.5
-10.5
-12.5
-14.5
-16.5
-18.5
-20.5
-22.5
-24.5
-26.5
-28.5
-30.5
[4]
1
1
1
1
60
60
60
60
60
60
60
60
60
60
60
𝜼𝑹
𝜼𝑩
𝜼𝑯
𝜼𝑺
𝑵𝟔𝟎
[5]
0.75
0.85
0.85
0.95
0.95
1.00
1.00
1.00
1.00
1.00
1.00
1.00
1.00
1.00
1.00
[6] [7] [8] [9]
1
67 1.00 0.75
1.00 67 1.00 0.85
1.00 67 1.00 0.85
1.00 67 1.00 0.95
1.00 67 1.00 60
1.00 67 1.00 60
1.00 67 1.00 60
1.00 67 1.00 60
1.00 67 1.00 60
1.00 67 1.00 60
1.00 67 1.00 60
1.00 67 1.00 60
1.00 67 1.00 60
1.00 67 1.00 60
1.00 67 1.00 60
Tabel 2.13 Perhitungan koreksi nilai N-SPT (N60) pada BH1
45
dimana,
[1]
: jenis tanah berdasarkan data SPT
[2]
: batas atas lapisan tanah
[3]
: batas bawah lapisan tanah (dihitung 30 cm dari batas atas)
[4]
: nilai SPT (jumlah tumbukan)
[5]
: dapat dilihat pada Tabel 2.4
[6]
: dapat dilihat pada Tabel 2.2
[7]
: dapat dilihat pada Tabel 2.1
[8]
: dapat dilihat pada Tabel 2.3
[9]
: Persamaan (1)
Adapun perhitungan 𝑁60 untuk lapisan pertama titik BH1 dihitung dengan
persamaan (1) seperti berikut:
Perhitungan 𝑁60
𝑁60 =
𝑁60 =
𝑁𝜂𝐻 𝜂𝐵 𝜂𝑆 𝜂𝑅
60
1×60×1×0.75
60
𝑁60 = 0.75
Perhitungan dilanjutkan dengan faktor koreksi terhadap tegangan efektif
tanah (overburden pressure). Adapun perhitungan korelasi nilai SPT (𝑁1 )60 untuk
BH-1 dapat dihitung sebagai berikut:
Tipe Tanah
Kedalaman (m)
Dari (z1) Ke- (z2)
𝑵𝟔𝟎
𝜸𝒔𝒂𝒕
𝝈′𝟎
kN/m2
kN/m2
(𝑵𝟏 )𝟔𝟎
[1]
[2]
[3]
[9]
[10]
[11]
[12]
Very Loose Sand
-2
-2.5
0.84
16.08
32.82
1.46
Very Loose Sand
-4
-4.5
0.95
16.09
45.39
1.41
Very Loose Sand
-6
-6.5
0.95
16.09
57.96
1.25
Very Loose Sand
-8
-8.5
1.06
16.11
70.55
1.26
Stone
-10
-10.5
60
22
94.93
60
Stone
-12
-12.5
60
22
119.31
60
Stone
-14
-14.5
60
22
143.69
60
Stone
-16
-16.5
60
22
168.07
60
46
Tipe Tanah
Kedalaman (m)
Dari (z1) Ke- (z2)
𝑵𝟔𝟎
𝜸𝒔𝒂𝒕
𝝈′𝟎
kN/m2
kN/m2
(𝑵𝟏 )𝟔𝟎
Stone
-18
-18.5
60
22
192.45
60
Stone
-20
-20.5
60
22
216.83
60
Stone
-22
-22.5
60
22
241.21
60
Stone
-24
-24.5
60
22
265.59
60
Stone
-26
-26.5
60
22
289.97
60
Stone
-28
-28.5
60
22
314.35
60
Stone
-30
-30.5
60
22
338.73
60
Tabel 2.14 Perhitungan koreksi nilai N-SPT (N1)60 pada BH-1
Langkah perhitungan:
[10] : dihitung dengan persamaan (4)
[11] : tegangan efektif tanah 𝜎0′ = 𝛾 ′ 𝐻
[12] : dihitung dengan persamaan (3)
Setelah perhitungan 𝑁60 dilakukan perhitungan dilanjutkan dengan korelasi
empiris nilai berat volume tanah. Untuk berat volume tanah kondisi jenuh
(saturated unit weight) dihitung dengan persamaan (4) dan digunakan nilai berat
volume tanah kondisi kering berdasarkan Tabel 2.5. Nilai 14 kg/m2 diambil denagn
asumsi lapisan kering pada BH adalah very loose sand. Hasil korelasi tersebut
digunakan untuk perhitungan tegangan efektif tanah pada masing-masing
kedalaman. Adapun perhitungan kedua parameter tersebut untuk lapisan ke-1 dan
ke-2 pada BH-1 dilakukan seperti berikut:
Perhitungan saturated unit weight (𝛾𝑠𝑎𝑡 )
𝛾𝑠𝑎𝑡 = 16.0 + 0.1𝑁60
𝛾𝑠𝑎𝑡 = 16 + 0.1(0.95)
γsat =16.08 kN/m3
Perhitungan tegangan tanah efektif (𝜎0′ ) pada lapisan ke-1
𝜎0′ (1) = 𝛾𝑑 𝛥𝐻1 + 𝛾 ′ 𝛥𝐻2
𝜎0′ (1) = 14 × 1 + (16.08 − 9.81) × 3
𝜎0′ (1) = 32.82 kN/m2
Perhitungan tegangan tanah efektif (𝜎0′ ) pada lapisan ke-2
47
𝜎0′ (2) = 𝜎0′1 + 𝛾 ′ Δ𝐻3
𝜎0′ (2) = 32.82 + ((16.09 − 9.81) × 2)
𝜎0′ (2) = 45.39 kN/m2
2.8.2. Perhitungan Pengembangan Parameter Tanah
Analisis yang dilakukan pada penelitian ini membutuhkan parameter tanah
sebagai variabel dalam perhitungan. Pengembangan parameter tanah dilakukan
dengan korelasi empiris menggunakan persamaan tertentu. Adapun parameter yang
dihitung berupa nilai sudut geser internal (𝜙′), modulus elastisitas tanah (𝐸𝑠 ),
relative density (𝐷𝑟 ), dan Modulus reaksi subgrade (𝑘). Adapun perhitungannya
dilakukan secara berturut-turut menggunakan persamaan (5) hingga persamaan (8).
1.
Sudut geser internal (ϕ’ )
Perhitungan sudut geser dalam tanah berbutir kasar (𝜙 ′ ) dilakukan dengan
perhitungan menggunakan persamaan (5) seperti berikut:
𝜙 ′ = √15.4(𝑁1 )60 + 20
𝜙 ′ = √15.4(1.46) + 20
𝜙 ′ = 25°
2.
Modulus elastisitas (E)
Perhitungan sudut geser dalam tanah berbutir kasar (𝜙 ′ ) dilakukan dengan
perhitungan menggunakan persamaan (6) dengan mengambil nilai C sebesar 8
sebagai asumsi untuk kadar pasiran yang ada pada tanah. Adapun perhitungannya
dilakukan seperti berikut:
𝐸𝑠 = 100𝐶(𝑁 + 6)
𝐸𝑠 = 100 × 8(1 + 6)
𝐸𝑠 = 5600 kN/m2
3.
Relative density (Dr )
48
Untuk perhitungan relative density dilakukan dengan korelasi N-SPT.
Sehingga perhitungan dengan persamaan (7) untuk elevasi -2 meter dapat dilakukan
seperti berikut:
0.5
𝐷𝑟 (%) = 20.4 (
𝑁
𝜎′
𝑝𝑎
0.7+ 0
)
0.5
1
𝐷𝑟 (%) = 20.4 (
0.7+
32.82
100
)
𝐷𝑟 (%) = 20.12
4.
Modulus reaksi subgrade (k)
Perhitungan modulus reaksi subgrade (𝑘) dihitung dengan persamaan (8).
Dengan nilai parameter fondasi yang dapat dilihat pada Tabel 2.15 maka,
perhitungan dapat dilakukan sepergi berikut:
𝑘=
0.65 12 𝐸𝑠 𝑑4
𝑑
𝐸𝑠
√ 𝐸 𝐼 (1−𝜇 )
0.65 12
𝑝 𝑝
𝑠
(5600)(0.6069)4
5600
𝑘 = 0.6069 √(200×106)(1.59×105) (1−0.1)
𝑘 = 1203.99 kN/m3
2.8.3. Perhitungan Daya Dukung Ujung Fondasi
Pada penelitian ini dilakukan analisis daya dukung ujung fondasi dengan
membandingkan 4 (empat) persamaan empiris. Perhitungan daya dukung ujung
fondasi tiang dilakukan pada setiap titik borehole dengan asumsi terdapat 2 (dua)
tiang pada setiap titik borehole. Fondasi tiang yang digunakan pada penelitian ini
merupakan fondasi tiang berjenis pipa baja untuk pancang berdasarkan SNI
8052:2014. Berikut merupakan perhitungan daya dukung ujung fondasi tiang pada
titik BH-1 di elevasi -8 meter:
Parameter fondasi tiang
Jenis fondasi tiang
Diameter luar
𝐷𝑜
Diameter dalam
Ketebalan
𝐷1
𝑡
Nilai
Satuan
Pipa baja
609.6
560.6
mm
mm
20
mm
49
Parameter fondasi tiang
Luas penampang
Keliling penampang
Momen inersia
Section modulus
Modulus elastisitas
Tegangan leleh
Nilai
Satuan
𝐴
4.79
mm2
𝑃
1906.6
𝐼
𝑆
1.59×109
5238.4
200
mm
mm4
𝐸
𝐹𝑦
205
cm3
GPa
MPa
Tabel 2.15 Profil Fondasi Tiang
1.
Tahapan perhitungan daya dukung ujung (𝑸𝒑 ) metode Meyerhof (1976)
Menghitung tegangan efektif tanah (𝑞 ′ )
′
′
′
𝑞(−8
𝑚) = 𝑞(−6𝑚) + 𝛾 Δ𝐻
′
𝑞(−8
𝑚) = 57.96 + (16.11 − 9.81) × 2
′
2
𝑞(−8
𝑚) = 70.55 kN/m
Menentukan faktor kapasitas daya dukung fondasi (𝑁𝑞∗ ) dilakukan dengan
meninjau nilai sudut geser internal pada Tabel 2.7. Dengan nilai sudut geser
internal sebesar 25° pada elevasi -8 meter didapatkan nilai 𝑁𝑞∗ yaitu 26.
Menghitung batasan tahanan ujung tiang (𝑞𝑡 )
𝑞𝑡 = 0.5𝑃𝑎 𝑁𝑞∗ tan 𝜙 ′
𝑞𝑡 = 0.5 × 100 × 26 × tan 25°
𝑞𝑡 = 606.2 kN/m2
Menghitung daya dukung ujung fondasi (𝑄𝑝 ) dengan persamaan (12)
𝑄𝑝 = 𝐴𝑝 𝑞 ′ 𝑁𝑞∗ ≤ 𝐴𝑝 𝑞𝑡
𝑄𝑝 = 0.292 × 70.55 × 26 ≤ 0.292 × 606.2
𝑄𝑝 = 535.36 kN ≤ 176.93 kN
Berdasarkan perhitungan di atas, maka daya dukung ujung fondasi tiang yang
diambil adalah sebesar 176.93 kN.
50
2.
Tahapan perhitungan daya dukung ujung (𝑸𝒑 ) metode Meyerhof (1976)
berdasarkan nilai N-SPT
Dengan parameter fondasi yang sama, estimasi daya dukung tahanan ujung
fondasi dapat ditentukan dengan nilai N-SPT yang sudah disesuaikan. Adapun
perhitungan dilakukan dengan persamaan (14). Dalam persamaannya terdapat
batasan nilai daya dukung ujung fondasi yang dapat diterima sebagai nilai yang
diizinkan. Oleh karena itu, perhitungan daya dukung ujung fondasi untuk elevasi 8 m pada BH-1 dapat dilakukan seperti berikut:
̅60 )
Menghitung nilai rata-rata nilai N-SPT di dekat titik tiang pancang (𝑁
̅60̅ = 0.84+0.95+0.95+1.06+60
𝑁
5
̅60 = 12.76
𝑁
Menghitung daya dukung ujung fondasi (𝑞𝑝 )
𝐿
𝑞𝑝 = 0.4𝑃𝑎 𝑁60 𝐷 ≤ 4𝑝𝑎 𝑁60
8
𝑞𝑝 = 0.4(100)(12.76) (0.61) ≤ 4(100)(12.76)
𝑞𝑝 = 6693.42 kN/m2 ≤ 5103.73 kN/m2
Berdasarkan hasil perhitungan 𝑞𝑝 maka daya dukung dari fondasi tiang
adalah sebesar
𝑄𝑝 = 𝐴𝑝 𝑞𝑝
𝑄𝑝 = (0.292)(5103.73)
𝑄𝑝 = 1489.59 kN
3.
Tahapan perhitungan daya dukung ujung (𝑸𝒑 ) metode Vesic (1977)
Dalam memperhitungkan daya dukung ujung fondasi berdasarkan metode
Vesic, dilakukan perhitungan berdasarkan persamaan (16) hingga persamaan (22).
Berikut merupakan perhitungan daya dukung ujung untuk elevasi -8 m pada BH-1
Menghitung koefisien tekanan tanah at rest (𝐾0 )
𝐾0 = 1 − sin 𝜙 ′
𝐾0 = 1 − sin 25°
51
𝐾0 = 0.58
Menghitung nilai rerata tegangan efektif tanah pada titik fondasi tiang (𝜎̅0′ )
1+2𝐾
𝜎̅0′ = ( 3 0) 𝑞 ′
1+2(0.58)
𝜎̅0′ = (
3
) (70.55)
𝜎̅0′ = 50.68 kN/m2
Menghitung rasio poisson tanah (𝜇𝑠 )
𝜙′ −25
𝜇𝑠 = 0.1 + 0.3 ( 20 )
25−25
𝜇𝑠 = 0.1 + 0.3 ( 20 )
𝜇𝑠 ≈ 1
Menghitung regangan volumetrik rata-rata (Δ)
Δ = 0.005 (1 −
Δ = 0.005 (1 −
𝜙′ −25 𝑞 ′
20
)𝑃
𝑎
25°−25 (70.55)
) (100)
20
Δ = 0.0035 m
Menghitung indeks kekakuan (𝐼𝑟 )
𝐸
𝐼𝑟 = 2(1+𝜇 )𝑞𝑠′ tan 𝜙′
𝑠
5600
𝐼𝑟 = 2(1+(0.1))(70.55) 𝑡𝑎𝑛(25)
𝐼𝑟 = 77.37
Menghitung indeks kekakuan tanah yang tereduksi (𝐼𝑟𝑟 )
𝐼
𝐼𝑟𝑟 = 1+𝐼𝑟 Δ
𝑟
77.37
𝐼𝑟𝑟 = 1+(77.37×0.0035)
𝐼𝑟𝑟 = 60.78
Setelah mendapatkan nilai (𝐼𝑟𝑟 ) sebesar 60.78, maka dilakukan interpolasi
untuk mendapatkan nilai faktor daya dukung tanah berdasarkan Tabel 2.8. Dari
nilai sudut geser internal pada elevasi -8 m didapat nilai faktor daya dukung tanah
sebesar 24.76. Sehingga, perhitungan daya dukung ujung fondasi dapat dihitung
seperti berikut:
Menghitung daya dukung ujung fondasi (𝑄𝑝 )
52
𝑄𝑝 = 𝐴𝑝 𝜎̅0′ 𝑁𝜎∗
𝑄𝑝 = (0.292)(50.68)(24.76)
𝑄𝑝 = 366.15 kN
4.
Tahapan perhitungan daya dukung ujung (𝑸𝒑 ) metode Briaud et. al.
(1985)
Daya dukung ujung fondasi metode ini ditentukan dengan korelasi nilai N-
SPT yang dihitung menggunakan persamaan (15). Sama seperti persamaan (14)
milik Meyerhof (1976), nilai N-SPT yang digunakan merupakan hasil perhitungan
rerata pada rentang 10D di atas dan 4D dibawah titik tiang pancang. Adapun
perhitungan daya dukung ujung fondasi untuk elevasi -8 m pada BH-1 adalah
sebagai berikut:
Menghitung kapasitas daya dukung ujung fondasi (𝑞𝑝 )
𝑞𝑝 = 19.7𝑃𝑎 (𝑁60 )0.36
𝑞𝑝 = 19.7(100)(12.76)0.36
𝑞𝑝 = 4926.79 kN/m2
Sehingga, perhitungan dapat dilanjutkan seperti berikut:
𝑄𝑝 = 𝐴𝑝 𝑞𝑝
𝑄𝑝 = (0.292)(4926.79)
𝑄𝑝 = 1437.95 kN
5.
Tahapan perhitungan daya dukung ujung (𝑸𝒑 ) metode Goodman (1980)
Untuk lapisan batuan yang ada dari hasil investigasi tanah, daya dukung ujung
fondasi pada titik tersebut dihitung menggunakan metode Goodman (1980) dengan
persamaan (23). Adapun perhitungan daya dukung ujung fondasi untuk elevasi -10
m pada BH1 dilakukan seperti berikut:
Menghitung faktor pengaruh sudut geser pada batuan (𝑁𝜙 )
𝜙′
𝑁𝜙 = tan2 (45 + 2 )
51
𝑁𝜙 = tan2 (45 + 2 )
53
𝑁𝜙 = 7.97
Nilai unconfined compressive strength (𝑞𝑢 ) pada batuan digunakan sebesar
12.5 MN/m2 dengan pertimbangan bahwa batuan terlapukan dan masuk dalam
ketentuan Moderately Weak-Moderately Strong. Hal ini didapatkan dari rentang
hasil uji laboratorium yang disajikan pada Tabel 2.9. Nilai (𝑞𝑢 ) hasil uji
laboratorium harus dihitung kembali dengan persamaan (25). Sehingga,
perhitungan lanjutan dilakukan seperti berikut:
Menghitung nilai UCS untuk desain (𝑞𝑢(𝑑𝑒𝑠𝑖𝑔𝑛) )
𝑞𝑢(𝑑𝑒𝑠𝑖𝑔𝑛) =
𝑞𝑢(𝑑𝑒𝑠𝑖𝑔𝑛) =
𝑞𝑢(𝑙𝑎𝑏)
5
12500
5
𝑞𝑢(𝑑𝑒𝑠𝑖𝑔𝑛) = 2500 kN/m2
Menghitung daya dukung ujung fondasi (𝑄𝑝 )
𝑄𝑝 = 𝐴𝑝 𝑞𝑢 (𝑁𝜙 + 1)
𝑄𝑝 = (0.292)(2500)(7.97 + 1)
𝑄𝑝 = 6548.31 kN
2.8.4. Perhitungan Daya Dukung Friksi Fondasi
Dalam analisis daya dukung friksi fondasi pada penelitian ini digunakan 1
(satu) persamaan milik Coyle dan Castello (1981) yang ada pada persamaan (26).
Adapun langkah perhitungan dalam menentukan daya dukung friksi fondasi untuk
elevasi -8 m pada BH-1 adalah sebagai berikut:
Menghitung nilai luasan diagram tegangan efektif tanah vertikal (𝐴)
𝐴(−8) =
𝐴(−8) =
(𝜎0′ (−6) +σ′0 (−8) )×2
2
(45.39+57.96)×2
2
𝐴(−8) = 103.35 kN/m2
Menghitung nilai rata-rata tegangan efektif tanah vertikal (𝜎̅0′ )
𝜎̅0′ (−8) =
𝐴(−1) +𝐴(−2) +𝐴(−3) +⋯+𝐴(−8)
8𝑚
54
𝜎̅0′ (−8) =
258.80
8
𝜎̅0′ (−8) = 32.35 kN/m3
Jenis fondasi yang digunakan dalam penelitian ini merupakan fondasi tiang
pipa baja sehingga dari Tabel 2.10 digunakan nilai koefisien tegangan efektif tanah
sebesar 1.26, sehingga perhitungan dapat dilanjutkan dengan menghitung nilai daya
dukung friksi fondasi (𝑄𝑠 ) seperti berikut:
Menghitung nilai daya dukung friksi fondasi (𝑄𝑠 )
𝑄𝑠 = 𝐾𝜎̅0′ tan(0.8𝜙 ′ ) pL
𝑄𝑠 = 1.26 × 32.35 × tan(0.8 × 25°) × 1.915 × 8
𝑄𝑠 = 227.29 kN
2.8.5. Perhitungan Penurunan Fondasi
Penurunan pada fondasi tiang dapat dihitung dengan menggunakan konsep
deformasi elastis yang terdapat pada persamaan (28). Pada perhitungan penurunan
fondasi ini, fondasi tiang pipa baja yang direncanakan memiliki kedalaman hingga
10 meter yang dapat menahan beban pada ujung tiang sebesar 845.6 kN serta 119.67
kN pada tahanan friksi fondasi tiang tersebut. Adapun langkah perhitungan dalam
menentukan nilai penurunan fondasi tiang pada BH-1 adalah sebagai berikut:
Menghitung nilai penurunan elastis pada fondasi tiang (𝑠𝑒(1) )
𝑠𝑒(1) =
𝑠𝑒(1) =
(𝑄𝑤𝑝 +𝜉𝑄𝑤𝑠 )×𝐿
𝐴𝑝 𝐸𝑝
(796.04+0.67×119.67)×10
0.292×2×108
𝑠𝑒(1) = 1.50 × 10−4 m
Menghitung beban pada ujung tiang per satu luasan fondasi (𝑞𝑤𝑝 )
𝑞𝑤𝑝 =
𝑄𝑤𝑝
𝐴
796.04
𝑞𝑤𝑝 = 0.292
𝑞𝑤𝑝 = 2727.46 kN/m2
Menghitung penurunan pada fondasi tiang akibat beban pada ujung tiang (𝑠𝑒(2) )
55
𝑠𝑒(2) =
𝑠𝑒(2) =
𝑞𝑤𝑝 𝐷
𝐸𝑠
(1 − 𝜇𝑠2 )𝐼𝑤𝑝
2727.46×0.6096
5×104
(1 − 0.22 ) × 0.85
𝑠𝑒(2) = 2.71 × 10−5 m
Menghitung faktor pengaruh (𝐼𝑤𝑠 )
𝐿
𝐼𝑤𝑠 = 2 + 0.35√𝐷
10
𝐼𝑤𝑠 = 2 + 0.35√0.6096
𝐼𝑤𝑠 = 46.83
Menghitung penurunan pada fondasi tiang akibat beban yang ditransmisikan pada
sepanjang fondasi tiang (𝑠𝑒(3) )
𝑄
𝐷
𝑤𝑠
𝑠𝑒(3) = ( 𝑝𝐿
) 𝐸 (1 − 𝜇𝑠2 )𝐼𝑤𝑠
𝑠
119.67
0.6096
𝑠𝑒(3) = (1.915×10) 5×104 (1 − 0.22 ) × 46.83
𝑠𝑒(3) = 3.42 × 10−6 m
Sehingga, total penurunan elastis (𝑠𝑒 ) dari fondasi tiang yang direncanakan
pada penelitian ini dapat dihitung sebagai berikut:
𝑠𝑒 = 𝑠𝑒(1) + 𝑠𝑒(2) + 𝑠𝑒(3)
𝑠𝑒 = 1.50 × 10−4 + 2.71 × 10−5 + 3.42 × 10−6
𝑠𝑒 = 1.81 × 10−4 m ≈ 0.181 mm
2.8.6. Perhitungan Pembebanan
Selain beban struktur dari bangunan yang direncanakan sesuai soal studi
kasus, dalam penelitian ini juga dipertimbangkan kombinasi pembebanan lain,
seperti beban gempa, beban angin, dan beban sandar kapal. Pertimbangan ini
didasari atas deskripsi kondisi lokasi dan potensi permasalahan akibat kerentanan
bencana pada lokasi pembangunan di Kota Manado. Berikut adalah detail
perhitungan setiap beban untuk setiap kombinasi pembebanan.
56
A.
Beban Struktur
Berdasarkan data dari soal, diketahui bahwa akan dibangun bangunan resort
dengan luas bangunan (𝐴) seluas 10 × 6 meter persegi dan beban bangunan dalam
bentuk beban merata (𝑞) adalah sebesar 2 ton/m2. Nilai tersebut dikonversi menjadi
beban mati (Dead Load) dalam bentuk beban terpusat dengan cara sebagai berikut
(𝑔 = 9.81 m/s2)
Perhitungan beban mati struktur:
𝐷=𝑞× 𝐴× 𝑔
𝐷 = 2 × (10 × 6) × 9.81
𝐷 = 1177.2 kN
Sehingga, nilai beban mati (𝐷𝐿 ) dalam penelitian ini adalah sebesar 1177.2
kN dan beban mati untuk masing-masing pile yang berjumlah 6 buah adalah sebesar
196.2 kN.
B.
Beban Gempa
Dalam penentuan kelas situs digunakan nilai tahanan penetrasi standar
̅ ). Perhitungan dilakukan untuk setiap kedalaman dengan
lapangan rata-rata ( 𝑁
menggunakan persamaan (58). Adapun perhitungan tersebut dilakukan untuk
mencari rata-rata dari setiap borelog dan dibandingkan dengan syarat sesuai kondisi
berdasarkan kelas situs masing-masing. Sehingga, dalam studi kasus ini didapatkan
hasil untuk masing-masing boroelog adalah sebagai berikut:
No.
Kedalaman
(m)
BH1
N-SPT
BH2
BH3
BH1
𝑵′
BH2
BH3
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
1
1
1
1
60
60
60
60
60
60
1
1
1
1
3
4
4
6
8
60
0
1
1
1
3
4
4
6
7
12
2.00
4.00
6.00
8.00
0.17
0.20
0.23
0.27
0.30
0.33
2.00
4.00
6.00
8.00
3.33
3.00
3.50
2.67
2.25
0.33
4.00
6.00
8.00
3.33
3.00
3.50
2.67
2.57
1.67
57
No.
Kedalaman
(m)
11
12
13
14
15
22
24
26
28
30
Total
̅
𝑁
240
BH1
60
60
60
60
60
N-SPT
BH2
60
60
60
60
60
BH3
60
60
60
60
60
BH1
0.37
0.40
0.43
0.47
0.50
𝑵′
BH2
0.37
0.40
0.43
0.47
0.50
BH3
0.37
0.40
0.43
0.47
0.50
23.67
37.25
36.90
10.14
6.44
6.50
̅)
Tabel 2.16 Perhitungan nilai tahanan penetrasi standar lapangan rata-rata (N
Perhitungan 𝑁’ untuk BH1:
𝑑
′
𝑁(𝑛=1)
=𝑁
2
′
𝑁(𝑛=1)
=1=2
′
𝑁(𝑛=1)
=2
̅ untuk BH1:
Perhitungan 𝑁
Σ𝑑
̅= ′
𝑁
Σ𝑁
̅ = 240
𝑁
23.67
̅ = 10.14
𝑁
Berdasarkan perhitungan diatas, diketahui nilai tahanan penetrasi standar
̅ ) di setiap borelog < 15, sehingga berdasarkan (Tabel 5 dalam
lapangan rata-rata (𝑁
SNI 1726:2019) termasuk kelas situs tanah lunak (SE).
1.
Metode Pseudostatik
Sebelum melakukan perhitungan nilai koefisien gempa arah horizontal (𝑘ℎ )
yang akan digunakan sebagai beban gempa, dilakukan tinjauan percepatan gempa
maksimum di permukaan atau peak ground acceleration (𝑃𝐺𝐴) yang dapat dilihat
pada Gambar 2.8. Dari peta tersebut, dengan asumsi bahwa bangunan resort yang
akan dibangun terletak di Kota Manado didapat nilai PGA sebesar 0.4-0.5g
sehingga dapat diambil nilai PGA sebesar 0.4622g.
Setelah didapatkan nilai PGA tersebut, dilakukan penyesuaian percepatan
gempa maksimum di permukaan dengan klasifikasi situs tanah lunak (SE) sesuai
dengan hasil pengujian standard penetration test (SPT). Untuk nilai koefisien situs
58
yang didapatkan sebesar 1.276 dari interpolasi pada PGA = 0.4g dengan PGA =
0.5g pada Tabel 2.12. Sehingga percepatan gempa maksimum di permukaan yang
sudah disesuaikan dengan pengaruh klasifikasi situs dapat dihitung menggunakan
persamaan (57) sebagai berikut:
𝑃𝐺𝐴𝑀 = 𝐹𝑃𝐺𝐴 × 𝑃𝐺𝐴
𝑃𝐺𝐴𝑀 = 1.276 × 0.4622𝑔
𝑃𝐺𝐴𝑀 = 0.590𝑔
Untuk menghitung nilai koefisien gempa arah horizontal (𝑘ℎ ) dapat dilakukan
perhitungan dengan persamaan (56)
𝑘ℎ = 0.5𝑃𝐺𝐴𝑀
𝑘ℎ = 0.5 × 0.590
𝑘ℎ = 0.2948𝑔
2.
Metode Statik Ekivalen
Dalam memperhitungkan gaya geser dasar pada suatu bangunan digunakan
perhitungan dengan metode statik ekivalen. Metode ini memerlukan beberapa data
seperti lokasi bangunan, fungsi bangunan, parameter respon spektral, faktor
amplifikasi, koefisien ( 𝐶𝑡 ), koefisien ( 𝑥 ), dan sebagainya. Sehingga, untuk
mendapatkan nilai tersebut diasumsikan terkait beberapa hal. Parameter tersebut
dikumpulkan dan dilakukan perhitungan sesuai dengan SNI 1726:2019. Adapun
asumsi-asumsi yang digunakan dalam penelitian ini dapat dilihat pada Tabel 2.17.
Nilai
Asumsi yang ditetapkan
Lokasi bangunan
1°29’30’’LU dan
124°50’16’’ BT
Kategori risiko
I
Parameter respon spektral
Faktor amplifikasi
Koefisien
𝑆𝑠
𝑆1
𝐹𝑎
𝐹𝑣
𝐶𝑡
𝑥
𝑅
Sumber
Tabel 3
1.2 g
0.5 g
0.94
2.2
Tabel 6
Tabel 7
0.0466
Tabel 18
0.9
8
Tabel 18
Tabel 12
Tabel 2.17 Asumsi dalam perhitungan beban gempa
59
Adapun perhitungan metode statik ekivalen dapat dilanjutkan dengan
menghitung nilai kategori desain seismik menggunakan persamaan (59) dan (60)
serta persamaan (61) dan (62):
Penentuan kategori desain seismik (𝑆𝐷𝑆 ) dan (𝑆𝐷1)
𝑆𝑀𝑆 = 𝐹𝑎 𝑆𝑆 = 0.94 × 1.2 = 1.13
𝑆𝑀1 = 𝐹𝑣 𝑆1 = 2.2 × 0.5 = 1.1
2
2
3
3
2
2
𝑆𝐷𝑆 = 𝑆𝑀𝑆 =
(1.13) = 0.752 (𝑆𝐷𝑆 > 0.5)
𝑆𝐷1 = 3 𝑆𝑀1 = 3 (1.1) = 0.733 (𝑆𝐷1 > 0.2)
Berdasarkan (Tabel 8-9 dalam SNI 1726:2019) untuk nilai 𝑆𝐷𝑆 > 0.5 dan 𝑆𝐷1
> 0.2 maka termasuk kategori desain seismik D. Struktur atas bangunan resort
merupakan struktur beton bertulang dengan sistem penahan gaya seismik yang
digunakan adalah sistem rangka pemikul momen khusus (SRPMK), sehingga nilai
koefisien modifikasi respon (𝑅) = 8. Oleh karena tipe strukturnya berupa rangka
beton pemikul momen, maka nilai:
Sedangkan, untuk perhitungan periode fundamental pendekatan (𝑇𝑎 ) dengan
asumsi ketinggian struktur total 7 meter adalah sebagai berikut:
𝑇𝑎 = 𝐶𝑡 ℎ𝑛𝑥 = 0.0477(70.9 ) = 0.2685 detik
𝑆𝐷1 > 0.4 maka nilai koefisien 𝐶𝑢 = 1.4 (Tabel 17 dalam SNI 1726:2019)
𝑇𝑚𝑎𝑥 = 𝐶𝑢 × 𝑇𝑎 = 1.4 × 0.2685 = 0.3759
Sebagai alternatif, diizinkan untuk menentukan periode fundamental
pendekatan ( 𝑇𝑎 ) dalam detik, dari persamaan berikut untuk struktur dengan
ketinggian tidak melebihi 12 tingkat dimana sistem pemikul gaya seismik terdiri
dari rangka pemikul momen yang seluruhnya beton atau seluruhnya baja dan ratarata tinggi tingkat sekurang-kurangnya 3 m.
Perhitungan periode fundamental (𝑇𝑎 )
𝑇𝑎 = 0.1𝑁 dengan jumlah tingkat asumsi adalah 2, sehingga
𝑇𝑎 = 0.1(2) = 0.2
𝑇 = 0.2685 s
60
Respon spektral parameter percepatan gempa periode panjang ( 𝑇𝐿 )
berdasarkan peta transisi periode panjang di lokasi koordinat tempat bangunan
resort akan dibangun adalah 16 detik (Gambar 20 dalam SNI 1726:2019). Oleh
karena nilai 𝑇 < 𝑇𝐿 maka nilai koefisien seismik (𝐶𝑠 ) dapat dihitung menggunakan
persamaan (39):
Perhitungan koefisien seismik (𝐶𝑠 )
𝑆
𝐶𝑠 = 𝐷1
𝑅
𝑇( )
𝐼𝑒
𝐶𝑠 =
0.733
8
1
0.2685( )
𝐶𝑠 = 0.342
Perhitungan batas minimum koefisien seismik (𝐶𝑠𝑚𝑖𝑛 )
𝐶𝑠𝑚𝑖𝑛 = 0.044𝑆𝐷𝑆 𝐼𝑒
𝐶𝑠𝑚𝑖𝑛 = 0.044 × 0.752 × 1
𝐶𝑠𝑚𝑖𝑛 = 0.0331
Berdasarkan kedua nilai koefisien seismik didapatkan bahwa nilai koefisien
seismik hasil perhitungan (𝐶𝑠 ) lebih besar daripada batas minimumnya. Sehingga,
digunakan koefisien seismik sebesar 0.3414. Perhitungan dilanjutkan dengan
menentukan berat seismik efektif (𝑊) yang diperoleh dari berat beban struktur
bangunan sebesar 2 ton/m2. Nilai ini dikonversi menjadi beban terpusat dengan
faktor luas bangunan (𝐴) = 10 × 6 m2 sehingga, besar gaya lateral desain total atau
geser di dasar struktur dapat dihitung dengan persamaan (64) sebagai berikut:
Perhitungan berat seismik efektif (𝑊):
𝑊 =𝑞×𝑔×𝐴
𝑊 = 2 × 9.81 × 10 × 6
𝑊 = 1177.2 kN
Sehingga, nilai gaya lateral desain di dasar struktur (𝑉):
𝑉 = 𝐶𝑠 × 𝑊
𝑉 = 0.3414 × 1177.2
𝑉 = 401.87 kN
61
C.
Beban Angin
Ditentukan beberapa asumsi dan parameter yang diperoleh dari studi kasus
dalam penelitian ini adalah sebagai berikut:
Nilai
Satuan
7
meter
Dimensi bangunan paralel arah angin
𝐵
𝐿
6
meter
Tinggi dinding
𝑧
6
meter
Tinggi efektif
ℎ
6.5
meter
30
Atap mansard
I
°
Asumsi yang ditetapkan
Dimensi bangunan tegak lurus arah angin
Sudut atap
Tipe atap
Kategori risiko
Tabel 2.18 Asumsi dalam perhitungan beban angin
Adapun langkah-langkah perhitungan beban angin berdasarkan SNI
1727:2013 dalam penelitian ini adalah sebagai berikut.
1.
Menentukan kecepatan angin dasar (𝑽)
Kecepatan angin dasar yang digunakan adalah 40 m/s. Hal ini diambil dari
kondisi batas (strength design) berdasarkan HB 212-2002.
2.
Menentukan faktor arah angin, (𝑲𝒅 )
Faktor arah angin (𝐾𝑑 ) diambil 0.85 karena tipe struktur diasumsikan sebagai
bangunan gedung.
3.
Menetukan kategori eksposur
Kategori eksposur yang digunakan adalah kategori B karena studi kasus
dalam penelitian ini merupakan daerah perkotaan (tepatnya Kota Manado) dengan
tinggi rata-rata bangunan gedung  9.1 meter.
4.
Menentukan efek topografi, (𝑲𝒛𝒕 )
Koefisien efek topografi, 𝐾𝑧𝑡 adalah 1 karena kondisi yang dipersyaratkan
Tabel 26.8-1 SNI 1727:2013 tidak terpenuhi.
5.
Menentukan koefisien efek tiupan angin, (𝑮)
Koefisien efek tiupan angin (𝐺) adalah 0.85 dimana nilai ini diambil untuk
bangunan gedung maupun struktur kaku lainnya
62
6.
Menentukan koefisien tekanan internal, (𝑮𝑪𝒑𝒊 )
Klasifikasi ketertutupan adalah bangunan gedung tertutup dengan Koefisien
tekanan internal (𝐺𝐶𝑝𝑖 ) diambil sebesar 0.18 untuk angin datang dan koefisien
tekanan internal (𝐺𝐶𝑝𝑖 ) diambil sebesar -0.18 untuk angin pergi.
7.
Menentukan koefisien tekanan velositas (𝑲𝒛 ) atau (𝑲𝒉 ) dan tekanan
velositas (𝒒)
Koefisien tekanan velositas (𝐾𝑧 ) ditentukan dari hasil interpolasi (Tabel 27.3-
1 dalam SNI 1727:2013) berdasarkan data ketinggian di atas level tanah. Untuk
kategori eksposur dengan nilai tekanan velositas ( 𝑞 ) ditentukan berdasarkan
persamaan (69) sebagai berikut:
Ketinggian (m)
𝑲𝒛
𝒒𝒛 (N/m2)
0
4.6
5
5.5
6
6.5
7
0.570
0.570
0.583
0.600
0.617
0.631
0.644
475.2
475.2
486.3
500.1
514.1
525.8
536.9
Tabel 2.19 Nilai koefisien (Kz) dan tekanan velositas (q)
8.
Menentukan koefisien tekanan angin eksternal (𝑪𝒑 )
Untuk
mendapatkan
koefisien
tekanan
angin
eksternal,
dilakukan
perhitungan rasio dimensi horizontal (𝐿/𝐵) dan rasio dimensi tinggi (𝐻/𝐿). Nilai
kedua rasio berdasarkan hasil perhitugnan secara berturut-turut adalah 0.857 dan
1.08. Sehingga berdasarkan (Gambar 27.4-1 dalam SNI 1727:2013), diperoleh nilai
tekanan angin eksternal sebagai berikut:
Permukaan Dinding
Cp*
Dinding sisi angin datang
Dinding sisi angin pergi
Dinding tepi
0.8
-0.5
-0.7
Tabel 2.20 Nilai koefisien tekanan angin eksternal dinding
Permukaan Atap
Cp*
Atap sisi angin datang
-0.3
63
Cp*
Permukaan Atap
Atap sisi angin pergi
-0.6
Tabel 2.21 Nilai koefisien tekanan angin eksternal atap
9.
Menentukan tekanan angin desain (𝑷)
Nilai tekanan angin desain berdasarkan hasil perhitungan menggunakan
persamaan (70) sebagai berikut:
Ketinggian (m)
𝒒𝒛 (N/m2)
𝑷 (N/m2)
0
4.6
5
5.5
6
6.5
7
475.19
475.19
486.31
500.20
514.10
525.77
536.89
228.49
228.49
236.05
245.50
254.95
262.88
270.44
Tabel 2.22 Nilai tekanan angin desain pada sisi angin datang
Perhitungan tekanan angin desain pada sisi angin datang pada masing-masing
ketinggian dapat dilakukan seperti berikut:
𝑃 = 𝑞ℎ 𝐺𝐶𝑝 − 𝑞ℎ (𝐺𝐶𝑝𝑖 )
𝑃 = (475.20 × 0.85 × 0.8) − (525.77 × 0.18)
𝑃 = −228.50 N/m2
Ketinggian (m)
𝒒𝒉 (N/m2)
𝑷 (N/m2)
Seluruh Nilai
525.77
-128.81
Tabel 2.23 Nilai tekanan angin desain pada sisi angin pergi
Perhitungan tekanan angin desain pada sisi angin pergi:
𝑃 = 𝑞ℎ 𝐺𝐶𝑝 − 𝑞ℎ (𝐺𝐶𝑝𝑖 )
𝑃 = (525.77 × 0.85 × (−0.5)) − (525.77 × (−0.18))
𝑃 = −128.815 N/m2
Ketinggian (m)
𝒒𝒉 (N/m2)
𝑷 (N/m2)
Seluruh Nilai
525.77
-218.19
Tabel 2.24 Nilai tekanan angin desain pada sisi dinding angin tepi
Perhitungan tekanan angin desain pada sisi dinding angin tepi:
64
𝑃 = 𝑞ℎ 𝐺𝐶𝑝 − 𝑞ℎ (𝐺𝐶𝑝𝑖 )
𝑃 = (525.77 × 0.85 × (−0.7)) − (525.77 × (−0.18))
𝑃 = −218.196 N/m2
Sisi
𝒒𝒉 (N/m2)
𝑷 (N/m2)
Angin datang
Angin Pergi
525.77
525.77
-39.43
-173.50
Tabel 2.25 Nilai tekanan angin desain pada atap
Perhitungan tekanan angin desain sisi angin datang pada atap:
𝑃 = 𝑞ℎ 𝐺𝐶𝑝 − 𝑞ℎ (𝐺𝐶𝑝𝑖 )
𝑃 = (525.77 × 0.85 × (−0.3)) − (525.77 × (−0.18))
𝑃 = −39.43 N/m2
Perhitungan tekanan angin desain sisi angin pergi pada atap:
𝑃 = 𝑞ℎ 𝐺𝐶𝑝 − 𝑞ℎ (𝐺𝐶𝑝𝑖 )
𝑃 = (525.77 × 0.85 × (−0.6)) − (525.77 × (−0.18))
𝑃 = −173.50 N/m2
D.
Beban Sandar Kapal
Dalam penelitian ini, resort yang direncanakan akan dapat memberikan akses
kepada kapal kecil berukuran 5 GT sehingga perlu diperhitungkan beban sandar
kapal tersebut. Studi kasus ini dilakukan dengan pengambilan data bobot kapal
berdasarkan jurnal yang dilaporkan oleh Khristyson, dkk (2021) dan data dimensidimensi utama kapal berdasarkan jurnal yang dilaporkan oleh Anam, dkk (2020)
sebagai berikut:
Asumsi yang ditetapkan
Jenis kapal
Bobot kapal
Panjang kapal
Panjang garis air
𝐿𝑜𝑎
𝐿𝑏𝑝
Nilai
Satuan
Kapal barang curah
40.43
8,3
DWT
meter
7.02
meter
meter
meter
Lebar kapal
Draft kapal
𝐷
3.02
1.14
Displacement of vessel
Ñ
I1.16
ton/m3
Displacement tonnage
𝑀𝐷
318.9
ton
𝐵
65
Asumsi yang ditetapkan
Kecepatan sandar kapal
𝑉𝐵
Nilai
Satuan
0.15
m/s
Tabel 2.26 Asumsi dalam perhitungan beban sandar
Adapun langkah-langkah perhitungan dalam menentukan beban sandar kapal
berupa beban berthing adalah sebagai berikut.
1.
Menentukan volume kapal berdasarkan ukuran GT kapal
Nilai volume kapal dihitung untuk memverifikasi dimensi kapal agar sesuai
dengan kebutuhan desain resort.
𝐺𝑇 = 0.25 × 𝑉
𝐺𝑇 = 0.25 × 𝐿𝑂𝐴 × 𝐵 × 𝐷 × 𝑓
𝐺𝑇 = 0.25 × 8.3 × 3.02 × 1.14 × 0.7 = 5.01 ≈ 5 GT
artinya, dimensi-dimensi utama kapal sudah memenuhi.
2.
Menentukan Displacement of Tonnage (𝑴𝑫 )
𝑀𝐷 = Ñ × 𝐿𝑜𝑎 × 𝐵 × 𝐷
𝑀𝐷 = 11.16 × 8.3 × 3.02 × 1.14
𝑀𝐷 = 318.9 ton
3.
Menentukan koefisien blok kapal (𝑪𝑩 )
Koefisien blok kapal (𝐶𝐵 ) didapatkan 0.46 yang didapatkan dari hasil
perhitungan menggunakan persamaan Error! Reference source not found..Error! Re
ference source not found.
4.
Menentukan koefisien massa semu (𝑪𝑴 )
Koefisien massa semua, 𝐶𝑀 = 1.75 hasil dari perhitungan menggunakan
persamaan (74).(74)
5.
Menentukan koefisien eksentrisitas (𝑪𝑬 )
Sebelum menghitung nilai koefisien eksentrisitas, terlebih dahulu ditentukan
sudut berthing sebesar 89.15°. Sedangkan hasil perhitungan nilai radius girasi (𝐾)
dan jarak titik kontak ke pusat massa kapal (𝑅) berdasarkan persamaan (76) dan
(77) diperoleh nilai 𝐾 = 1.39 dan nilai 𝑅 = 0.11 meter, sehingga nilai koefisien
eksentrisitas yang didapatkan berdasarkan persamaan (75) adalah sebesar 1.
66
6.
Menentukan koefisien konfigurasi berthing (𝑪𝑪 )
Oleh karena struktur dermaga berupa struktur terbuka dengan sudut berthing
>5° dan kecepatan sandar kapal yang sangat rendah (0.15 m/s) sehingga nilai
koefisien konfigurasi berthing sebesar 1.
7.
Menentukan koefisien kehalusan (𝑪𝑺 )
Nilai koefisien kehalusan (𝐶𝑆 ) adalah 1 sebagai asumsi dan batasan dalam
analisis untuk tidak mempertimbangkan pengaruh koefisien kehalusan.
8.
Menghitung Besar Energi Sandar Kondisi Normal (𝑬𝑵 )
Berdasarkan parameter-parameter yang telah ditentukan sebelumnya, maka
nilai energi sandar kapal dalam kondisi normal berdasarkan persamaan (73) adalah
sebesar 2.91 kNm.
9.
Menghitung Besar Energi Sandar Kondisi Abnormal (𝑬𝑨 )
Dengan menggunakan nilai safety factor sebesar 2, maka nilai energi sandar
kapal dalam kondisi abnormal (𝐸𝐴 ) adalah sebesar 5.81 kNm.
2.8.7. Perhitungan Kombinasi Pembebanan
Berdasarkan data beban dari SNI 1726:2019 dan detail perhitungan beban di
atas, nilai beban yang telah dihitung, dibedakan berdasarkan arah pembebanan
masing-masing beban. Berikut adalah rekapitulasi nilai beban-beban yang akan
diaplikasikan pada struktur fondasi dalam penelitian ini.
Jenis Beban
Beban Struktur
Beban Gempa
Beban Sandar
Beban Angin
𝐷𝐿
𝑉
𝐿𝑥
Nilai Beban
Satuan
1177.2
kN
66.98
5.81
kN
kNm
0.3
kN/m2
Beban Manusia
𝑊
𝐿𝑦
4.79
kN/m2
Beban Atap
𝐿𝑟
0.58
kN/m2
Tabel 2.27 Rekapitulasi nilai beban
Selanjutnya adalah menghitung besaran beban untuk masing-masing
persamaan kombinasi pembebanan berdasarkan metode LRFD (Load Resistance
Factor Design) dan non-LRFD untuk perancangan geoteknik.
67
A.
Kombinasi Pembebanan Metode LRFD
Adapun perhitungan beberapa kombinasi pembebanan untuk metode LRFD
adalah sebagai berikut.
1.
Kombinasi 1 (𝟏. 𝟒𝑫)
Pada kombinasi pembebanan ini, nilai beban mati struktur ( 𝐷 ) yang
diaplikasikan merupakan beban mati struktur per-pile, yaitu nilai beban mati yang
telah dibagi dengan jumlah tiang fondasi (n) sebanyak 6 buah. Beban mati struktur
diaplikasikan dalam bentuk beban terpusat arah vertikal (𝐷𝑦 ) dengan satuan kN,
dapat dihitung sebagai berikut:
Perhitungan beban arah-y (𝐹𝑦 )
𝐷
𝐷𝑦 = 𝑛
𝐷𝑦 =
1177.2
6
𝐷𝑦 = 196.2 kN
1.4𝐷𝑦 = 1.4 × 196.2 = 274.68 kN
2.
Kombinasi 2 (1.2D + 1.6L + 0.5 Lr)
Pada kombinasi pembebanan ini, beban mati struktur (D) dan beban hidup
manusia (𝐿𝑦 ) serta atap (𝐿𝑟 ) yang diaplikasikan merupakan nilai beban per-pile
dalam bentuk beban terpusat arah vertikal. Sedangkan, beban sandar kapal (𝐿𝑥 )
diaplikasikan dalam bentuk beban terpusat arah horizontal, sehingga dapat
dihitung:
Perhitungan beban arah-y (𝐹𝑦 )
4.79 (10×6)
0.58 (10×6)
6
6
1.2𝐷𝑦 + 1.6𝐿𝑦 + 0.5𝐿𝑟 = 1.2(196.2) + 0.6 (
) + 0.5 (
)
1.2𝐷𝑦 + 1.6𝐿𝑦 + 0.5𝐿𝑟 = 314.96 kN
Perhitungan beban arah-x (𝐹𝑥 )
1.6𝐿𝑥 = 1.6 (1.5 × 5.81) = 13.95 kN
68
3.
Kombinasi 3 (1.2D + 1.6Lr + (L atau 0.5W))
Pada kombinasi pembebanan ini, beban mati struktur (D) dan beban hidup
manusia (𝐿𝑦 ) serta atap (𝐿𝑟 ) yang diaplikasikan merupakan nilai beban per-pile
dalam bentuk beban terpusat arah vertikal. Sedangkan, beban angin (W) dan beban
sandar kapal ( 𝐿𝑥 ) diaplikasikan dalam bentuk beban terpusat arah horizontal,
sehingga dapat dihitung:
Perhitungan beban arah-y (𝐹𝑦 )
4.79 (10×6)
0.58 (10×6)
6
6
1.2𝐷𝑦 + 𝐿𝑦 + 1.6𝐿𝑟 = 1.2(196.2) + (
) + 1.6 (
)
1.2𝐷𝑦 + 𝐿𝑦 + 1.6𝐿𝑟 = 292.6 kN
Perhitungan beban arah-x (𝐹𝑥 )
0.5𝑊 = 0.5 (0.3 × (𝐴𝑑𝑖𝑛𝑑𝑖𝑛𝑔 𝑑𝑖 𝑠𝑖𝑠𝑖 𝑑𝑎𝑡𝑎𝑛𝑔𝑛𝑦𝑎 𝑎𝑛𝑔𝑖𝑛 )
0.5𝑊 = 0.5 (0.3 × (10 × 7) = 10.5 kN
𝐿𝑥 = (1.5 × 5.81) = 8.72 kN
0.5𝑊 + 𝐿𝑥 = 10.5 + 8.72 = 19.2 kN
4.
Kombinasi 4 (1.2D +1.0W + L + 0.5Lr)
Pada kombinasi pembebanan ini, beban mati struktur (D) dan beban hidup
manusia (𝐿𝑦 ) serta atap (𝐿𝑟 ) yang diaplikasikan merupakan nilai beban per-pile
dalam bentuk beban terpusat arah vertikal. Sedangkan, beban angin (W) dan beban
sandar kapal ( 𝐿𝑥 ) diaplikasikan dalam bentuk beban terpusat arah horizontal,
sehingga dapat dihitung:
Perhitungan beban arah-y (𝐹𝑦 )
4.79 (10×6)
0.58 (10×6)
6
6
1.2𝐷𝑦 + 𝐿𝑦 + 0.5𝐿𝑟 = 1.2(196.2) + (
) + 0.5 (
)
1.2𝐷𝑦 + 𝐿𝑦 + 0.5𝐿𝑟 = 286.22 kN
Perhitungan beban arah-x (𝐹𝑥 )
1.0𝑊 = 1.0 (0.3 × (𝐴𝑑𝑖𝑛𝑑𝑖𝑛𝑔 𝑑𝑖 𝑠𝑖𝑠𝑖 𝑑𝑎𝑡𝑎𝑛𝑔𝑛𝑦𝑎 𝑎𝑛𝑔𝑖𝑛 )
1.0𝑊 = 1.0 (0.3 × (10 × 7) = 21 kN
1.0𝐿𝑥 = (1.5 × 5.81) = 8.72 kN
69
1.0𝑊 + 1.0𝐿𝑥 = 21 + 8.72 = 29.72 kN
5.
Kombinasi 5 (0.9D + 1.0W)
Pada kombinasi pembebanan ini, beban mati struktur (D) merupakan nilai
beban per-pile yang diaplikasikan dalam bentuk beban terpusat arah vertikal (𝐷𝑦 )
dengan satuan kN. Sedangkan beban angin (W) diaplikasikan dalam bentuk beban
terpusat arah horizontal (kN) dengan mengalikan beban angin tersebut dengan
luasan dinding di sisi datangnya angin, sehingga dapat dihitung:
Perhitungan beban arah-y (𝐹𝑦 )
0.9𝐷𝑦 = 0.9 (196.2) = 176.58 kN
Perhitungan beban arah-x (𝐹𝑥 )
1.0𝑊 = 1.0(0.3 kN/m2 ) × (10 × 7) m2 = 21 kN
6.
Kombinasi 6 (1.2D + Ev + Eh + L)
Pada kombinasi pembebanan ini, selain beban mati struktur (D), beban hidup
manusia (𝐿𝑦 ), dan beban sandar kapal (𝐿𝑥 ) diperhitungkan juga pengaruh beban
seismik arah vertikal (𝐸𝑣 ) dan horizontal (𝐸ℎ ) sebagai berikut (𝑆𝐷𝑆 = 0.752).
Perhitungan beban arah-y (𝐹𝑦 )
𝐸𝑣 = 0.2𝑆𝐷𝑆 𝐷 = 0.2 × 0.752 × 1177.2 = 177.05 kN
4.79 (10×6)
1.2𝐷𝑦 + 𝐿𝑦 + 𝐸𝑣 = 1.2 (196.2) + (
6
) + 177.05 = 460.39 kN
Perhitungan beban arah-x (𝐹𝑥 )
𝐸ℎ = 𝜌𝑄𝐸 = 1 × 66.98 = 66.98 kN
𝐿𝑥 = (1.5 × 5.81) = 8.72 kN
𝐸ℎ + 𝐿𝑥 = 66.98 + 8.72 = 75.70 kN
7.
Kombinasi 7 (0.9D - Ev + Eh)
Pada kombinasi pembebanan ini, beban mati struktur (D) dikurangi dengan
pengaruh beban seismik arah vertikal (𝐸𝑣 ) dan ditambahkan dengan pengaruh
beban seismik arah horizontal (𝐸ℎ ) sebagai berikut.
Perhitungan beban arah-y (𝐹𝑦 )
0.9𝐷𝑦 = 0.9(196.2) = 176.58 kN
70
−𝐸𝑣 = −177.05 kN
Perhitungan beban arah-x (𝐹𝑥 )
𝐸ℎ = 66.98 kN
Sehingga nilai beban keseluruhan yang didapatkan untuk tiap kombinasi
pembebanan LRFD dari hasil perhitungan dapat dilihat pada Tabel 2.29.
No.
Kombinasi Pembebanan
𝑭𝒙 (kN/m2)
𝑭𝒚 (kN)
1
1.4𝐷
274.68
-
2
1.2𝐷 + 1.6𝐿 + 0.5(𝐿𝑟 atau 𝑅)
1.2𝐷 + 1.6(𝐿𝑟 atau 𝑅) + (𝐿 atau 0.5𝑊)
314.96
13.95
292.6
286.22
19.22
29.72
176.58
460.39
21.00
75.70
-177.05
66.98
3
4
1.2𝐷 + 1.0𝑊 + 0.5(𝐿𝑟 atau 𝑅)
5
6
0.9𝐷 + 1.0𝑊
1.2𝐷 + 𝐸𝑣 + 𝐸ℎ + 𝐿
0.9𝐷 − 𝐸𝑣 + 𝐸ℎ
7
Tabel 2.28 Kombinasi pembebebanan LRFD
B.
Kombinasi Pembebanan Untuk Perancangan Geoteknik
Adapun perhitungan beberapa kombinasi pembebanan berdasarkan metode
non-LRFD untuk perancangan geoteknik adalah sebagai berikut:
1.
Kombinasi 1 (𝑫)
Pada kombinasi pembebanan ini, beban mati struktur (𝐷 ) diaplikasikan
dalam bentuk beban merata arah vertikal (𝐷𝑦 ) dengan satuan kN/m2 sehingga dapat
dihitung:
𝐷
𝐷𝑦 = 𝐴
1177.2
𝐷𝑦 = 10×6
𝐷𝑦 = 19.62 kN/m2
2.
Kombinasi 2 (D + L)
Pada kombinasi pembebanan ini, beban mati struktur (D) dan beban hidup
manusia (L) diaplikasikan dalam bentuk beban merata arah vertikal (𝐷𝑦 + 𝐿𝑦 )
dengan satuan kN/m2. Sedangkan beban hidup sandar kapal diaplikasikan dalam
bentuk beban terpusat arah horizontal (kN), sehingga dapat dihitung:
71
𝐷𝑦 + 𝐿𝑦 = 19.62 + 4.79 = 24.41 kN/m2
𝐿𝑥 = 1.5𝐸𝐴
𝐿𝑥 = 1.5(5.81) = 8.72 kN
3.
Kombinasi 3 (D + Lr)
Pada kombinasi pembebanan ini, beban mati struktur (D) dan beban hidup
atap (Lr) diaplikasikan dalam bentuk beban merata arah vertikal (𝐷𝑦 + 𝐿𝑟 ) dengan
satuan kN/m2, sehingga dapat dihitung:
𝐷𝑦 + 𝐿𝑟 = 19.62 + 0.58 = 20.2 kN/m2
4.
Kombinasi 4 (D + 0.75L + 0.75Lr)
Pada kombinasi pembebanan ini, beban mati struktur (D), beban hidup
manusia, dan beban hidup atap (Lr) diaplikasikan dalam bentuk beban merata arah
vertikal ( 𝐷𝑦 + 𝐿𝑦 + 𝐿𝑟 ). Sedangkan, beban hidup sandar kapal diaplikasikan
dalam bentuk beban terpusat arah horizontal (kN), sehingga dapat dihitung:
𝐷𝑦 + 0.75𝐿𝑦 + 0.75𝐿𝑟 = 19.62 + (0.75 𝑥 4.79) + (0.75 𝑥 0.58)
𝐷𝑦 + 0.75𝐿𝑦 + 0.75𝐿𝑟 = 23.64 kN/m2
0.75𝐿𝑥 = (0.75 × 8.72) = 6.54 kN
5.
Kombinasi 5 (D + 0.6W)
Pada kombinasi pembebanan ini, beban mati struktur (D) diaplikasikan
dalam bentuk beban merata arah vertikal (𝐷𝑦 ) dengan satuan kN/m2. Sedangkan
beban angin (W) diaplikasikan dalam bentuk beban terpusat arah horizontal dengan
satuan kN. Nilai beban angin akan dikalikan dengan luasan dinding di sisi
datangnya angin, sehingga dapat dihitung:
𝐷𝑦 = 19.62 kN/m2
0.6𝑊 = 0.6 (0.3 kN/m2 ) × (10 × 7) m2 = 12.6 kN
6.
Kombinasi 6 (D + 0.75 (0.6W) + 0.75L + 0.75Lr)
Pada kombinasi pembebanan ini, beban mati struktur (D), beban hidup
manusia, dan beban hidup atap (Lr) diaplikasikan dalam bentuk beban merata arah
vertikal (𝐷𝑦 + 𝐿𝑦 + 𝐿𝑟 ). Sedangkan, beban angin dan beban hidup sandar kapal
72
diaplikasikan dalam bentuk beban terpusat arah horizontal (𝐿𝑥 + 𝑊 ), sehingga
dapat dihitung:
𝐷𝑦 + 0.75𝐿𝑦 + 0.75𝐿𝑟 = 23.64 kN/m2
0.75𝐿𝑥 + 0.75(0.6𝑊) = 0.75(8.72) + 0.75(12.6) = 15.99 kN
7.
Kombinasi 7 (0.6D + 0.6W)
Pada kombinasi pembebanan ini, beban mati struktur (D) diaplikasikan dalam
bentuk beban merata arah vertikal (𝐷𝑦 ) dan beban angin (W) diaplikasikan dalam
bentuk beban terpusat arah horizontal (W), sehingga dapat dihitung:
0.6𝐷𝑦 = 0.6(19.62) = 11.77 kN/m2
0.6𝑊 = (0.3 kN/m2 ) × (10 × 7) m2 = 12.6 kN
Sehingga nilai beban keseluruhan yang didapatkan dari hasil perhitungan
dapat dilihat pada Tabel 2.29
No.
Kombinasi Pembebanan
𝑭𝒙 (kN/m2)
𝑭𝒚 (kN)
1
𝐷
19.62
-
2
3
𝐷+𝐿
24.41
20.2
8.72
-
23.64
19.62
6.54
12.60
23.64
11.77
15.99
12.60
4
5
6
7
𝐷 + 𝐿𝑟
𝐷 + 0.75𝐿 + 0.75𝐿𝑟
𝐷 + 0.6𝑊
𝐷 + 0.75(0.6𝑊) + 0.75𝐿 + 0.75𝐿𝑟
0.6𝐷 + 0.6𝑊
Tabel 2.29 Kombinasi pembebebanan non-LRFD tanpa pengaruh seismik
2.8.8. Analisis Stabilitas Lereng dengan Perangkat lunak Plaxis
2D
Pada analisis stabilitas lereng dilakukan dengan metode pemodelan
menggunakan
perangkat
lunak
Plaxis
2D.
Pemodelan
yang
dilakukan
menyesuaikan dengan kondisi tanah dan geometri pada lokasi pembangunan resort
dengan menyertakan struktur fondasi tiang baja berdiameter 609.6 mm serta
kombinasi pembebanan ASD yang paling kritis. Pemodelan dilakukan dengan
kondisi beban statis untuk mempermudah analisis stabilitas lereng. Berikut
73
merupakan langkah-langkah yang dilakukan dalam pemodelan untuk melakukan
analisis terhadap stabilitas lereng.
1.
Menggambarkan geometri tanah
Untuk penggambaran geometri tanah didasari oleh stratigrafi tanah yang
dapat dilihat pada berdasarkan konsistensi lapisan tanah hasil pengujian Standard
Penetration Test (SPT) seperti yang ditunjukkan pada Gambar 2.10. Sehingga
pemodelan geometri lereng pada perangkat lunak Plaxis 2D dapat dilihat pada
Gambar 2.11.
Gambar 2.10 Stratigrafi tanah
Gambar 2.11 Geometri lereng pada perangkat lunak Plaxis 2D
74
2.
Input material tanah
Material tanah mengikuti penggambaran stratigrafi lapisan tanah yang sudah
ada dengan parameter yang didapatkan melalui pengembangan parameter dari hasil
pengujian Standard Penetration Test (SPT) seperti yang ditunjukkan pada Gambar
2.12. Adapun parameter yang di-input dalam perangkat lunak Plaxis 2D merupakan
model Mohr-Coulomb dan disajikan dalam Tabel 2.30. Untuk tipe drainase yang
digunakan pada lapisan tanah pasir dan timbunan digunakan tipe Drained,
sedangkan untuk lapisan batuan keras digunakan tipe Undrained (B).
Gambar 2.12 Geometri lereng dengan material tanah yang terdefinisi
Nama
Lapisan
𝜸𝒅
kN/m3
𝜸𝒔𝒂𝒕
kN/m3
𝒄′ /𝒔𝒖
kN/m2
𝝓′
(°)
𝑬𝒔
kN/m2
Rockfill
Very Loose
Sand
Loose Sand
Medium
Dense Sand
Rock
20
22
5.0
35
35,000
14
16
5.0
25
5,600
16
17
5.0
29
8,640
19
20
5.0
33
14,400
21
22
6,250
-
50,000
Tabel 2.30 Nilai parameter tanah
75
3.
Memodelkan dan input konfigurasi fondasi tiang baja
Setelah melakukan input material tanah, dilakukan pemodelan dan input
konfigurasi atau parameter dari fondasi tiang baja. Langkah ini dilakukan dengan
memodelkan fondasi tiang baja sebagai plates lengkap dengan interface dan
memasukkan parameter EA, EI, serta berat tiang baja per meter. Pemodelan struktur
fondasi tiang baja diletakkan sesuai dengan gambar perencanaan pembangunan
resort dengan kedalaman hingga ujung fondasi tiang baja mencapai kedalaman -10
m seperti yang sudah direncanakan sebelumnya sehingga pemodelan fondasi tiang
baja disajikan pada Gambar 2.13. Sedangkan, untuk parameter struktur tiang baja
yang digunakan dalam perencanaan ini disajikan dalam Tabel 2.31.
Gambar 2.13 Pemodelan fondasi tiang baja pada geometri lereng
Nama Material
𝑬𝑨
kN/m
𝑬𝑰
kNm2/m
𝒘
kN/m/m
Steel Pile D60
8.156 × 106
3.49 × 106
3.155
Tabel 2.31 Nilai konfigurasi fondasi tiang baja
4.
Memodelkan dan input konfigurasi pile cap
Untuk memodelkan struktur pile cap dilakukan dengan menggambarkan
struktur pile cap sebagai material plates. Pada penelitian ini diasumsikan pile cap
yang digunakan merupakan material beton dengan mutu beton K-500 atau beton
yang mempunyai kuat tekan (𝑓𝑐 ) sebesar 40 MPa. Sehingga struktur pile cap dapat
76
dimodelkan seperti pada Gambar 2.14 dengan konfigurasi parameter pile cap
seperti disajikan pada Tabel 2.23. Sehingga, didapatkan ketebalan pile cap sebesar
0.5 m sesuai dengan desain.
Nama Material
𝑬𝑨
kN/m
𝑬𝑰
kNm2/m
𝒘
kN/m/m
Pile Cap
8.92 × 104
1.86 × 103
3.0
Tabel 2.32 Nilai konfigurasi pile cap
Gambar 2.14 Pemodelan pile cap pada geometri lereng
5.
Input pembebanan
Dalam perencanaan konstruksi bangunan resort ini, terdapat beban aksial dan
lateral yang akan berdampak pada stabilitas lereng serta deformasi pada fondasi
tiang baja. Sehingga untuk memperhitungkan beban-beban tersebut digunakan
kombinasi pembebanan ASD yang paling kritis dengan tanpa pengaruh beban
gempa. Hal ini dikarenakan pada perangkat lunak Plaxis 2D ini dapat
memperhitungkan beban gempa menggunakan metode pseudostatik dengan input
pada model conditions. Hasil perhitungan kombinasi pembebanan tanpa pengaruh
beban gempa sesuai SNI 1726:2019 dapat dilihat pada Tabel 2.29. Sehingga dari
perhitungan kombinasi pembebanan Non-LRFD tersebut, dapat diketahui bahwa
kombinasi pembebanan nomor 6 (enam) merupakan kombinasi pembebanan yang
paling kritis. Selanjutnya untuk memasukkan pembebanan tersebut, dilakukan
77
pemodelan beban aksial dan lateral pada perangkat lunak Plaxis 2D seperti yang
ditunjukkan pada Gambar 2.15.
Gambar 2.15 Input pembebanan pada perangkat lunak Plaxis 2d
6.
Pembagian elemen
Langkah pembagian elemen atau mesh ini berguna untuk perhitungan struktur
dengan metode elemen hingga yang dapat dilakukan secara otomatis oleh perangkat
lunak Plaxis 2D. Dalam penelitian ini proses pembagian elemen dilakukan dengan
tingkat pendistribusian elemen medium sehingga didapatkan pembagian elemen
seperti pada Gambar 2.16.
Gambar 2.16 Pembagian elemen atau mesh pada perangkat lunak Plaxis 2D
78
7.
Memodelkan kondisi muka air tanah
Setelah langkah pembagian elemen sudah selesai, tahapan dapat dilanjutkan
dengan memodelkan kondisi muka air tanah yang ada. Dari data hasil pengujian
Standard Penetration Test (SPT) diketahui bahwa pada semua titik borehole
terdapat muka air tanah pada elevasi -1 m. Sehingga kondisi muka air tanah pada
lereng tersebut dapat dimodelkan pada perangkat lunak Plaxis 2D seperti pada
Gambar 2.17.
Gambar 2.17 Pemodelan kondisi muka air tanah
8.
Staged Construction
Langkah terakhir untuk melakukan analisis terhadap stabilitas lereng adalah
staged construction. Pada penelitian ini dilakukan analisis terhadap 3 fase antara
lain adalah:
a.
Kondisi Eksisting Lereng
Untuk menganalisis stabilitas lereng pada kondisi eksisting dilakukan
peninjauan terhadap kondisi eksisting lereng sebelum dibangun resort di atas lereng
tersebut. Dalam analisis ini, pembebanan yang berlaku hanya beban gempa dengan
model pseudostatik serta dengan tpe kalkulasi plastic. Berikut merupakan
pemodelan kondisi eksisting lereng dengan koefisien gempa horizontal (𝑘ℎ )
sebesar 0.2948g yang dapat dilihat pada Gambar 2.18.
79
b.
Stabilitas Leremg setelah Pemasangan Fondasi Tiang
Fase selanjutnya merupakan fase menganalisis stabilitas lereng yang
dilakukan setelah initial phase dengan adanya pemasangan fondasi tiang pada
lereng tersebut. Pada fase ini struktur fondasi tiang dan pile cap diaktifkan dengan
hanya beban gempa model pseudostatik saja yang berlaku pada geometri lereng
menggunakan nilai koefisien gempa arah horizontal (𝑘ℎ ) sebesar 0.2948g.
Sehingga pemodelan untuk analisis stabilitas lereng setelah pemasangan fondasi
tiang dapat dilihat pada Gambar 2.19.
c.
Penambahan Kombinasi Pembebanan ASD
Setelah dilakukan analisis terhadap pengaruh fondasi tiang terhadap
kestabilitasan lereng, dilanjutkan dengan analisis stabilitas lereng dengan
mengaktifkan kombinasi pembebanan ASD yang bekerja pada geometri lereng
tersebut. Untuk memasukkan beban gempa yang bekerja dilakukan dengan model
pseudostatik menggunakan nilai koefisien gempa arah horizontal (𝑘ℎ ) sebesar
0.2948g. Pemodelan analisis stabilitas lereng setelah penambahan kombinasi
pembebanan ASD dapat dilihat pada Gambar 2.20.
Gambar 2.18 Pemodelan analisis stabilitas kondisi eksisting lereng
80
Gambar 2.19 Pemodelan analisis stabilitas lereng setelah pemasangan fondasi tiang
Gambar 2.20 Pemodelan analisis stabilitas lereng setelah pembebanan
2.8.9. Analisis Daya Dukung Menggunakan LPILE dan Allpile
Dalam melakukan analisis daya dukung lateral, pada penelitian ini digunakan
perangkat lunak berupa LPILE dan Allpile. Analisis yang dilakukan dengan
mendata parameter tanah yang dibutuhkan pada masing-masing perangkat lunak.
Parameter yang dibutuhkan berbeda tergantung dengan perangkat yang digunakan.
Dalam analisisnya pemodelan dilakukan dengan memasukkan data kombinasi
81
pembebanan LRFD yang telah dihitung. Berdasarkan 7 (tujuh) kombinasi tersebut
dilakukan analisis untuk mendapatkan nilai defleksi pada masing-masing kasus.
Daya dukung fondasi menggunakan LPILE dan Allpile dijelaskan sebagai berikut:
A.
Analisis Daya Dukung Lateral Pada Perangkat Lunak LPILE
LPILE pada dasarnya membutuhkan parameter tergantung konfigurasi jenis
tanah yang ingin digunakan. Adapun langkah dan tahapan yang dilakukan dalam
menganalisis daya dukung lateral untuk LPILE dapat dilihat sebagai berikut:
1.
Mengubah parameter fondasi tiang
Langkah pertama yang dilakukan adalah mengubah profil fondasi tiang sesuai
dengan yang direncanakan. Dalam kasus ini parameter fondasi tiang dapat dilihat
pada Tabel 2.15.
Gambar 2.21 Mengubah parameter fondasi tiang
2.
Mengubah parameter tanah
Setelah melakukan perubahan pada profil fondasi, dilakukan tahapan lanjutan
yaitu mengubah parameter tanah sesuai data hasil investigasi tanah. Adapun dalam
penelitian ini digunakan parameter tanah untuk BH1 seperti pada Gambar 2.22.
Sehingga, didapatkan geometri tanah seperti pada Gambar 2.23. Dalam analisis
digunakan kriteria sand oleh reese et. al. (1974) untuk lapisan tanah pasir dan weak
82
rock untuk lapisan batuan. Hal ini didasari oleh penggunaan model sand ini relevan
pada kondisi eksiting, dimana tanah pasiran dalam kondisi terendam.
Gambar 2.22 Mengubah parameter tanah
Gambar 2.23 Geometri tanah pada program LPILE untuk BH1
3.
Mengubah pembebanan pada fondasi tiang
Langkah selanjutnya adalah, menentukan sistem fondasi tiang dengan
mengubah kondisi pembebanan. Dalam hal ini digunakan kombinasi pembebanan
83
pada LPILE, yaitu [1] shear dan moment untuk mendapatkan sistem free head pada
fondasi tiang. Adapun nilai pembebanan yang dimasukan merupakan hasil
perhitungan berdasarkan kombinasi pembebanan LRFD yang dapat dilihat pada
Tabel 2.28. Adapun nilai momen yang dimasukan dalam pembebanan sebesar 0
kNm. Sehingga, didapatkan hasil analisis yang terlihat seperti pada Gambar 2.25.
Gambar 2.24 Mengubah kondisi dan kombinasi pembebanan pada LPILE
Gambar 2.25 Hasil analisis daya dukung lateral pada LPILE
84
B.
Analisis Daya Dukung Lateral dan Aksial Pada Perangkat Lunak Allpile
Analisis daya dukung menggunakan Allpile mempunyai tahapan yang cukup
mendekati pada program LPILE dengan penggunaan parameter yang berbeda. Hasil
analisis Allpile dapat mencakup vertikal dan lateral dimana dapat ditinjau daya
dukung aksial serta penurunan (settlement) fondasi tiang untuk analisis vertikal dan
defleksi lateral pada analisis horziontal. Adapun tahapan yang dilakukan untuk
menganalisis daya dukung tersebut dilakukan dengan langkah sebagai berikut:
1.
Mengubah parameter fondasi tiang
Tujuan tahapan ini adalah untuk menentukan jenis, panjang tiang, dan
dimensi penampang sesuai dengan yang direncanakan. Dalam studi kasus ini
digunakan fondasi tiang dengan profil yang disajikan pada Tabel 2.15. Pada
pemilihan tipe tiang dipilih pipa baja seperti pada Gambar 2.26. Kemudian, profil
fondasi diatur seperti Gambar 2.27. Selanjutnya, dimensi penampang fondasi tiang
dimasukan sesuai pada Gambar 2.28 dengan nilai berat pipa yang didapat
berdasarkan SNI 8052:2014.
Gambar 2.26 Mengubah tipe fondasi tiang
85
Gambar 2.27 Mengatur profil fondasi tiang
Gambar 2.28 Mengatur dimensi penampang
86
2.
Mengatur parameter tanah
Untuk mengatur parameter tanah pada Allpile dipilih jenis tanah sand/gravel
untuk lapisan tanah pasir dan weak rock untuk lapisan batuan. Parameter tanah yang
digunakan merupakan hasil perhitungan yang sudah dijelaskan sebelumnya.
Sehingga, memasukan parameter tanah dapat dilakukan seperti pada Gambar 2.29.
Gambar 2.29 Mengatur parameter tanah
3.
Mengatur parameter analisis
Tujuan dari mengatur parameter analisis adalah untuk mendapatkan hasil
dengan kondisi tertentu. Dalam hal ini seperti mengubah faktor keamanan (FS),
faktor untuk pembebanan, dan metode perhitungan untuk penurunan. Sehingga,
pengaturan parameter analisis yang dilakukan dapat dilihat pada Gambar 2.30.
Dalam penelitian ini digunakan faktor keamanan (FS) untuk daya dukung aksial
sebesar 3. Untuk faktor pembebanan dilakukan perhitungan tersendiri sehingga
digunakan faktor pembebanan sebesar 1. Sedangkan, defleksi lateral izin digunakan
nilai standar pada pengaturan parameter analisis milik Allpile yaitu 2.5 cm.
87
Gambar 2.30 Mengatur parameter analisis
4.
Mengubah pembebanan pada fondasi tiang
Tahapan terakhir adalah mengubah pembebanan pada fondasi tiang sesuai
dengan kombinasi LRFD yang sudah dihitung pada Tabel 2.28. Sama halnya
dengan analisis pada LPILE, digunakan sistem free head pada fondasi tiang dengan
nilai moment adalah 0 kNm. Hal ini dapat dilihat sesuai dengan yang disajikan pada
Gambar 2.31. Setelah sesuai, dilakukan analisis dengan menjalankan program.
Sehingga didapatkan 2 (dua) hasil keluaran dari Allpile berupa analisis vertikal dan
lateral. Adapun hasil analisis vertikal dan lateral dapat dilihat pada Gambar 2.32
dan Gambar 2.33. Seperti yang terlihat pada kedua gambar tersebut, kolom “data”
dapat digunakan untuk mengeluarkan hasil perhitungan numerik yang telah
dilakukan pada Allpile. Sehingga dari pengumpulan data dapat dilakukan analisis
terkait daya dukung dan penurunan yang terjadi pada fondasi tiang. Adapun
pengumpulan data mencakup kapasitas aksial pada masing-masing kedalaman,
penurunan fondasi tiang, diagram momen, diagram shear, dan defleksi lateral.
88
Gambar 2.31 Mengubah kondisi dan kombinasi pembebanan pada Allpile
Gambar 2.32 Hasil analisis vertikal pada Allpile
89
Gambar 2.33 Hasil analisis lateral pada Allpile
2.8.10. Analisis Tekuk dan Stabilitas
Fondasi yang digunakan dalam penelitian ini adalah fondasi pipa baja (steel
pipe) dengan spesifikasi desain penampang fondasi tiang dapat dilihat pada Tabel
2.15. Analisis terkait tekuk dan stabilitas mengacu pada SNI 1729:2015. Adapun
detail perhitungan tekuk (buckling) untuk material baja sesuai spesifikasi profil
fondasi tiang adalah sebagai berikut.
A.
Kekuatan Tekan Nominal (𝑷𝒏 )
Untuk kondisi tekan, penampang diklasifikasikan sebagai elemen langsing
dan tidak langsing. Penentuan jenis penampang ini ditentukan dari nilai rasio tebal
terhadap lebar (𝜆) dan batas rasio tebal terhadap lebar (𝜆𝑟 ) sebagai berikut.
𝜆=
𝜆𝑟 =
𝐷0
𝑡
=
0.11 𝐸
𝐹𝑦
0.6096
0.02
=
= 30.35
0.11 × 200000
205
= 107.317
90
Dari perhitungan diatas, diketahui nilai 𝜆 < 𝜆𝑟 maka jenis penampang adalah
penampang tidak langsing. Selanjutnya, menentukan rasio panjang efektif untuk
menentukan rumus tegangan kritis (𝐹𝑐𝑟 ):
𝐾𝐿
𝑟
=
2.1 × 10
0.208
𝐸
200000
= 101.146 < 4.71√𝐹 = 4.71√ 205 = 147.116
𝑦
Dari perhitungan tersebut, diketahui nilai rasio panjang efektif kurang dari
syarat batas tersebut. Maka, rumus yang digunakan untuk menghitung tegangan
kritis (𝐹𝑐𝑟 ) adalah persamaan (42).
Perhitungan tegangan tekuk kritis elastis yang dapat dihitung:
𝐹𝑒 =
𝜋2𝐸
𝐾𝐿 2
)
𝑟
(
𝜋 2 (200000)
𝐹𝑒 = (101.146)2
𝐹𝑒 = 192944.953
Sehingga, diperoleh nilai tegangan kritis (𝐹𝑐𝑟 ) adalah:
𝐹𝑦
𝐹𝑐𝑟 = (0.658 𝐹𝑒 )𝐹𝑦
205
𝐹𝑐𝑟 = 0.658192944.953 × 205
𝐹𝑐𝑟 = 204912.071 kN/m2
Selanjutnya, kapasitas tekan nominal (𝑃𝑛 ) dapat dihitung:
𝑃𝑛 = 𝐹𝑐𝑟 × 𝐴𝑔
𝑃𝑛 = 204912.071 × (0.019)
𝑃𝑛 = 3842.545 kN
Dari nilai tersebut kemudian dibandingkan nilai kekuatan tekan nominal yang
telah direduksi (𝜙𝑐 ) dengan beban maksimum dari hasil perhitungan kombinasi
pembebanan.
𝜙𝑐 𝑃𝑛 = 0.9 × 3842.545 = 3458.291 kN > 𝑃𝑚𝑎𝑥 = 460.391 kN
Dari perbandingan tersebut, diketahui bahwa nilai kekuatan tekan nominal
lebih besar dari beban maksimum sehingga dapat disimpulkan bahwa fondasi pipa
baja tersebut memiliki kapasitas tekan nominal yang cukup.
91
B.
Kekuatan Lentur Nominal (𝑴𝒏 )
Untuk kondisi lentur, penampang diklasifikasikan sebagai penampang
kompak, non-kompak, dan langsing. Penentuan jenis penampang ini ditentukan dari
nilai rasio tebal terhadap lebar (𝜆), batas penampang kompak dan non-kompak
dengan menggunakan persamaan (46) dan (47).
𝜆=
𝐷0
𝑡
=
𝜆𝑝 = 0.07
0.6096
0.02
𝐸
𝐹𝑦
= 30.35
= 0.07
200000
205
𝐸
200000
𝑦
205
𝜆𝑟 = 0.31 𝐹 = 0.31
= 68.293
= 302.439
Dari hasil perhitungan diatas, diketahui bahwa nilai 𝜆 < 𝜆𝑝 < 𝜆𝑟 sehingga
penampang diklasifikasikan sebagai penampang kompak. Setelah itu, nilai rasio
tebal terhadap lebar (𝜆) dicek agar memenuhi syarat, yaitu tidak melebihi batas
maksimum rasio syarat penampang (𝜆𝑚 ) menggunakan persamaan (45).
𝐸
200000
𝑦
205
𝜆𝑚 = 0.45 𝐹 = 0.45
= 439.024
200000
𝜆𝑚 = 0.45 205
𝜆𝑚 = 439.024
Dari hasil perhitungan di atas, diketahui bahwa 𝜆 < 𝜆𝑚 artinya rasio tebal
terhadap lebar (𝜆) penampang telah memenuhi syarat, yaitu tidak melebihi batas
maksimum rasio syarat penampang (𝜆𝑚 ) . Untuk faktor modifikasi tekuk torsi
lateral ditentukan nilai 𝐶𝑏 = 1 , karena diasumsikan fondasi tiang pipa baja
menggantung di dalam tanah (overhangs) dimana ujung bebas yang tanpa
dibreising. Oleh karena jenis penampang merupakan penampang kompak, maka
besar kapasitas lentur nominal dihitung menggunakan persamaan (48). Dimana
nilai section modulus (𝑆) dapat dilihat pada Tabel 2.15. Sehingga perhitungan dapat
dilakukan sebagai berikut:
𝑀𝑛 = 𝐹𝑦 𝑆
𝑀𝑛 = 205000 × 0.005
𝑀𝑛 = 1073.87 kNm
92
Dari nilai tersebut kemudian dibandingkan nilai kekuatan lentur nominal
yang telah direduksi (𝜙𝑐 ) dengan momen lentur maksimum yang diperoleh dari
free body diagram di aplikasi LPILE.
𝜙𝑐 𝑀𝑛 = 0.9 × 1073.873 = 966.486 kNm > 𝑀𝑚𝑎𝑥 = 151.85 kNm
Dari perbandingan tersebut, diketahui bahwa nilai kekuatan lentur nominal
lebih besar dari momen lentur maksimum sehingga dapat disimpulkan bahwa
fondasi pipa baja tersebut memiliki kapasitas lentur nominal yang cukup.
C.
Kekuatan Geser Nominal (𝑽𝒏 )
Kekuatan geser nominal dapat ditentukan dengan menghitung tegangan kritis
(𝐹𝑐𝑟 ). Adapun perhitungannya dilakukan menggunakan persamaan (52), persamaan
(53) dan persamaan (54), sebagai berikut.
𝐹𝑐𝑟(1) =
𝐹𝑐𝑟(2) =
1.60𝐸
5
𝐿 𝐷
√ 𝑉 ( )4
𝐷 𝑡
0.78𝐸
3
𝐷
( )2
𝑡
=
1.60 (200000)
=
5
10
(30.35)4
609.6
= 1106877.7 kPa
√
0.78(200000)
3
= 933241.2 kPa
(30.35)2
𝐹𝑐𝑟(𝑚𝑖𝑛) = 0.6𝐹𝑦 = 0.6 (205) = 123000 kPa
Dari ketiga nilai tegangan kritis di atas, diambil nilai terkecil sebagai 𝐹𝑐𝑟
pakai sebesar 123000 kPa. Selanjutnya dihitung kapasitas tekuk geser nominal
menggunakan persamaan (55).
𝑉𝑛 =
𝑉𝑛 =
𝐹𝑐𝑟 𝐴𝑔
2
(123000 ) (0.019)
2
= 1153.3 kN
Dari nilai tersebut kemudian dibandingkan nilai kekuatan geser nominal yang
telah direduksi (𝜙𝑐 ) dengan tegangan geser maksimum dari hasil perhitungan
kombinasi pembebanan.
𝜙𝑐 𝑉𝑛 = 0.9 × 1153.258 = 1037.932 kN > 𝑉𝑚𝑎𝑥 = 75.70 kN
Dari perbandingan tersebut, diketahui bahwa nilai kekuatan geser nominal
lebih besar dari tegangan geser maksimum sehingga dapat disimpulkan bahwa
fondasi pipa baja tersebut memiliki kapasitas geser nominal yang cukup.
93
BAB 3
HASIL DAN PEMBAHASAN
3.1. Koreksi Nilai SPT
Berdasarkan nilai SPT yang didapatkan dari hasil uji lapangan seperti yang
ditunjukkan pada Gambar 3.1 dilakukan koreksi terhadap energi dari pengujian
standard penetration test (SPT) yang dilakukan serta terhadap tegangan efektif
vertikal tanah (𝜎0′ ). Hal ini dilakukan untuk menyetarakan perbedaan energi yang
dihasilkan oleh jenis peralatan SPT yang berbeda. Untuk jenis peralatan pengujian
SPT diasumsikan menggunakan tipe hammer donut dengan pelepasan rope and
pulley milik Jepang dengan faktor koreksi 67% dan asumsi diameter lubang bor
yang digunakan sebesar 120 mm. Sehingga didapatkan hasil koreksi pada tiap titik
borehole seperti yang disajikan pada Tabel 3.1, Tabel 3.2, dan Tabel 3.3
0
BH-1
-2
BH-2
BH-3
-4
-6
-8
-10
Elevasi (m)
-12
-14
-16
-18
-20
-22
-24
-26
-28
-30
0
10
20
30
40
50
60
N-SPT
Gambar 3.1 Grafik hubungan antara kedalaman dengan N-SPT
94
Tipe Tanah
Very Loose Sand
Very Loose Sand
Very Loose Sand
Very Loose Sand
Stone
Stone
Stone
Stone
Stone
Stone
Stone
Stone
Stone
Stone
Stone
Kedalaman (m)
Dari (𝒛𝟏 ) Ke- (𝒛𝟐 )
-2
-4
-6
-8
-10
-12
-14
-16
-18
-20
-22
-24
-26
-28
-30
-2.5
-4.5
-6.5
-8.5
-10.5
-12.5
-14.5
-16.5
-18.5
-20.5
-22.5
-24.5
-26.5
-28.5
-30.5
N-SPT
𝑵𝟔𝟎
(𝑵𝟏 )𝟔𝟎
1
1
1
1
60
60
60
60
60
60
60
60
60
60
60
0.84
0.95
0.95
1.06
60
60
60
60
60
60
60
60
60
60
60
1.46
1.41
1.25
1.26
60
60
60
60
60
60
60
60
60
60
60
N-SPT
𝑵𝟔𝟎
(𝑵𝟏 )𝟔𝟎
1
1
1
1
3
4
4
6
8
60
60
60
60
60
60
0.84
0.95
0.95
1.06
3.18
4.47
4.47
6.70
8.93
60
60
60
60
60
60
1.46
1.41
1.25
1.26
3.48
4.54
4.26
6.02
7.60
60
60
60
60
60
60
Tabel 3.1 Koreksi nilai SPT pada titik borehole 1
Tipe Tanah
Very Loose Sand
Very Loose Sand
Very Loose Sand
Very Loose Sand
Loose Sand
Loose Sand
Loose Sand
Loose Sand
Loose Sand
Stone
Stone
Stone
Stone
Stone
Stone
Kedalaman (m)
Dari (𝒛𝟏 ) Ke- (𝒛𝟐 )
-2
-4
-6
-8
-10
-12
-14
-16
-18
-20
-22
-24
-26
-28
-30
-2.5
-4.5
-6.5
-8.5
-10.5
-12.5
-14.5
-16.5
-18.5
-20.5
-22.5
-24.5
-26.5
-28.5
-30.5
Tabel 3.2 Koreksi nilai SPT pada titik borehole 2
95
Tipe Tanah
Kedalaman (m)
Dari (𝒛𝟏 ) Ke- (𝒛𝟐 )
Very Loose Sand
Very Loose Sand
Very Loose Sand
Very Loose Sand
Loose Sand
Loose Sand
Loose Sand
Loose Sand
Loose Sand
Stone
Stone
Stone
Stone
Stone
Stone
-2
-4
-6
-8
-10
-12
-14
-16
-18
-20
-22
-24
-26
-28
-30
-2.5
-4.5
-6.5
-8.5
-10.5
-12.5
-14.5
-16.5
-18.5
-20.5
-22.5
-24.5
-26.5
-28.5
-30.5
N-SPT
𝑵𝟔𝟎
(𝑵𝟏 )𝟔𝟎
1
1
1
1
3
4
4
6
7
12
12
60
60
60
60
0.84
0.95
0.95
1.06
3.18
4.47
4.47
6.70
7.82
13.40
13.40
60
60
60
60
1.46
1.41
1.25
1.26
3.48
4.54
4.26
6.02
6.66
10.84
10.34
60
60
60
60
Tabel 3.3 Koreksi nilai SPT pada titik borehole 3
3.2. Pengembangan Parameter Tanah
Setelah dilakukan perhitungan korelasi N-SPT, dilakukan pengembangan
parameter tanah yang mencakup berat jenis dalam kondisi jenuh (𝛾𝑠𝑎𝑡 ), modulus
elastisitas tanah (𝐸), nilai sudut geser dalam (𝜙′), modulus reaksi subgrade (𝑘),
relative density (𝐷𝑟 ). Untuk beberapa parameter seperti modulus elastisitas batuan
digunakan nilai konstan sebesar 50,000 dengan kondisi batuan yang terlapukan
yang dapat dilihat pada Tabel 2.6 dan nilai relative density (𝐷𝑟 ) sebesar 85%
berdasarkan nilai N-SPT.
Parameter-parameter kekuatan tanah tersebut digunakan dalam pemodelan
baik Plaxis, LPILE, dan Allpile sesuai dengan kebutuhan parameter pada masingmasing perangkat lunak. Perhitungan dilakukan untuk masing-masing borehole.
Dengan lapisan yang berbeda maka korelasi empiris dapat ditentukan sesuai metode
yang sudah dijelaskan. Adapun hasil dari masing masing perhitungan
pengembangan parameter tanah berdasarkan korelasi N-SPT dapat dilihat seperti
yang disajikan pada tabel berikut:
96
Tipe Tanah
Very Loose Sand
Very Loose Sand
Very Loose Sand
Very Loose Sand
Stone
Stone
Stone
Stone
Stone
Stone
Stone
Stone
Stone
Stone
Stone
Kedalaman (m)
Dari (𝒛𝟏 ) Ke- (𝒛𝟐 )
-2
-4
-6
-8
-10
-12
-14
-16
-18
-20
-22
-24
-26
-28
-30
-2.5
-4.5
-6.5
-8.5
-10.5
-12.5
-14.5
-16.5
-18.5
-20.5
-22.5
-24.5
-26.5
-28.5
-30.5
𝜸𝒔𝒂𝒕
kN/m3
𝑬
kN/m2
𝒄′ /𝒔𝒖
kN/m2
𝝓′
(°)
16.08
16.09
16.09
16.11
22.00
22.00
22.00
22.00
22.00
22.00
22.00
22.00
22.00
22.00
22.00
5,600
5,600
5,600
5,600
50,000
50,000
50,000
50,000
50,000
50,000
50,000
50,000
50,000
50,000
50,000
0
0
0
0
6,250
6,250
6,250
6,250
6,250
6,250
6,250
6,250
6,250
6,250
6,250
25
25
25
25
51
51
51
51
51
51
51
51
51
51
51
𝜸𝒔𝒂𝒕
kN/m3
𝑬
kN/m2
𝒄′ /𝒔𝒖
kN/m2
𝝓′
(°)
16.08
16.09
16.09
16.11
16.32
16.45
16.45
16.67
16.89
22.00
22.00
22.00
22.00
22.00
22.00
5,600
5,600
5,600
5,600
7,200
8,000
8,000
9,600
11,200
50,000
50,000
50,000
50,000
50,000
50,000
0
0
0
0
0
0
0
0
0
6,500
6,500
6,500
6,500
6,500
6,500
25
25
25
25
28
29
29
30
31
51
51
51
51
51
51
Tabel 3.4 Parameter tanah pada titik borehole 1
Tipe Tanah
Very Loose Sand
Very Loose Sand
Very Loose Sand
Very Loose Sand
Loose Sand
Loose Sand
Loose Sand
Loose Sand
Loose Sand
Stone
Stone
Stone
Stone
Stone
Stone
Kedalaman (m)
Dari (𝒛𝟏 ) Ke- (𝒛𝟐 )
-2
-4
-6
-8
-10
-12
-14
-16
-18
-20
-22
-24
-26
-28
-30
-2.5
-4.5
-6.5
-8.5
-10.5
-12.5
-14.5
-16.5
-18.5
-20.5
-22.5
-24.5
-26.5
-28.5
-30.5
Tabel 3.5 Parameter tanah pada titik borehole 2
97
Tipe Tanah
Very Loose Sand
Very Loose Sand
Very Loose Sand
Very Loose Sand
Loose Sand
Loose Sand
Loose Sand
Loose Sand
Loose Sand
Medium Dense Sand
Medium Dense Sand
Stone
Stone
Stone
Stone
Kedalaman (m)
Dari (𝒛𝟏 ) Ke- (𝒛𝟐 )
-2
-4
-6
-8
-10
-12
-14
-16
-18
-20
-22
-24
-26
-28
-30
-2.5
-4.5
-6.5
-8.5
-10.5
-12.5
-14.5
-16.5
-18.5
-20.5
-22.5
-24.5
-26.5
-28.5
-30.5
𝜸𝒔𝒂𝒕
kN/m3
𝑬
kN/m2
𝒄′ /𝒔𝒖
kN/m2
𝝓′
(°)
16.08
16.09
16.09
16.11
16.32
16.45
16.45
16.67
16.78
17.34
17.34
22.00
22.00
22.00
22.00
5,600
5,600
5,600
5,600
7,200
8,000
8,000
9,600
10,400
14,400
14,400
50,000
50,000
50,000
50,000
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
6,250
6,250
6,250
6,250
25
25
25
25
28
29
29
30
31
33
33
51
51
51
51
Tabel 3.6 Parameter tanah pada titik borehole 3
3.3. Daya Dukung Aksial Fondasi Tiang
Perhitungan daya dukung aksial fondasi tiang yang telah dilakukan
menggunakan beberapa metode bertujuan untuk menentukan panjang fondasi tiang
yang mampu menahan beban aksial yang diakibatkan oleh bangunan resort di
atasnya. Dalam studi kasus ini, bangunan resort yang direncanakan akan
menghasilkan beban sebesar 2 ton/m2. Dengan luasan bangunan resort yang
direncanakan sebesar 10 × 6 m akan menghasilkan beban pada struktur fondasi
sebesar 1,177.2 kN sesuai pada perhitungan Beban Struktur yang dijelaskan
sebelumnya. Sehingga, fondasi tiang yang direncanakan pada penelitian ini dapat
memikul beban struktur tersebut dengan faktor keamanan (SF) sebesar 3.
Dari beberapa metode yang sudah digunakan dalam menghitung daya dukung
aksial fondasi tiang, didapatkan nilai tahanan ujung fondasi tiang (𝑄𝑝 ) tiap
kedalaman pada masing-masing borehole disajikan pada Tabel 3.7, Tabel 3.8, dan
Tabel 3.9.
98
𝑸𝒑 (kN)
Kedalaman (m)
Meyerhof
Method
Meyerhof
N-Value
Method
Vesic
Method
Briaud
et al.
Method
Goodman
Method
-2
-4
-6
-8
-10
-12
-14
-16
-18
-20
-22
-24
-26
-28
-30
176.93
176.93
176.93
176.93
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
34.22
69.86
109.07
1489.59
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
227.64
280.28
324.62
366.15
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
552.09
556.20
564.27
1437.95
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
6548.31
6548.31
6548.31
6548.31
6548.31
6548.31
6548.31
6548.31
6548.31
6548.31
6548.31
Tabel 3.7 Tahanan ujung fondasi tiang (Qp) pada titik borehole 1
𝑸𝒑 (kN)
Kedalaman (m)
Meyerhof
Method
Meyerhof
N-Value
Method
Vesic
Method
Briaud
et al.
Method
Goodman
Method
-2
-4
-6
-8
-10
-12
-14
-16
-18
-20
-22
-24
-26
176.93
176.93
176.93
176.93
308.05
376.14
376.14
477.72
598.01
0.00
0.00
0.00
0.00
34.22
69.86
109.07
162.96
247.69
329.83
464.10
647.92
1974.55
0.00
0.00
0.00
0.00
227.64
280.28
324.62
366.15
544.35
656.41
706.12
859.72
1030.89
0.00
0.00
0.00
0.00
552.09
556.20
564.27
648.32
753.79
835.65
944.98
1065.58
1591.51
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
6548.31
6548.31
6548.31
6548.31
99
𝑸𝒑 (kN)
Kedalaman (m)
Meyerhof
Method
-28
-30
0.00
0.00
Meyerhof
N-Value
Method
0.00
0.00
Vesic
Method
0.00
0.00
Briaud
et al.
Method
0.00
0.00
Goodman
Method
6548.31
6548.31
Tabel 3.8 Tahanan ujung fondasi tiang (Qp) pada titik borehole 2
𝑸𝒑 (kN)
Kedalaman (m)
Meyerhof
Method
Meyerhof
N-Value
Method
Vesic
Method
Briaud
et al.
Method
Goodman
Method
-2
-4
-6
-8
-10
-12
-14
-16
-18
-20
-22
-24
-26
-28
-30
176.93
176.93
176.93
176.93
308.05
376.14
376.14
477.72
598.01
909.78
909.78
0.00
0.00
0.00
0.00
34.22
69.86
109.07
162.96
247.69
329.83
464.10
621.84
860.41
1069.00
2365.65
0.00
0.00
0.00
0.00
227.64
280.28
324.62
366.15
544.35
656.41
706.12
859.72
1004.72
1362.58
1435.37
0.00
0.00
0.00
0.00
552.09
556.20
564.27
648.32
753.79
835.65
944.98
1049.94
1180.14
1276.06
1698.49
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
6548.31
6548.31
6548.31
6548.31
Tabel 3.9 Tahanan ujung fondasi tiang (Qp) pada titik borehole 3
Sedangkan untuk nilai tahanan friksi (𝑄𝑠 ) fondasi tiang didapatkan dari
perhitungan dengan menggunakan metode dari Coyle dan Castello (1981) pada
tanah pasiran sesuai dengan persamaan (26). Nilai tahanan friksi dihitung untuk tiap
kedalaman pada lapisan tanah pasir dengan parameter yang sudah didapatkan pada
perhitungan sebelumnya. Sehingga, didapatkan nilai tahanan friksi tiap kedalaman
pada masing-masing borehole. Adapun hasil perhitungan tersebut disajikan dalam
Tabel 3.10.
100
Kedalaman (m)
-2
-4
-6
-8
-10
-12
-14
-16
-18
-20
-22
-24
-26
-28
-30
Qs (Coyle dan Castello Method)
BH1
BH2
BH3
67.83
136.52
227.29
340.17
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
67.83
136.52
227.29
340.17
538.50
746.56
960.60
1249.22
1588.40
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
67.83
136.52
227.29
340.17
538.50
746.56
960.60
1249.22
1588.15
2054.30
2438.49
0.00
0.00
0.00
0.00
Tabel 3.10 Tahanan friksi fondasi tiang (Qs) pada masing-masing titik borehole
Dalam memilih metode untuk menghitung daya dukung ujung fondasi tiang
pada penelitian ini digunakan metode yang menghasilkan nilai daya dukung ujung
fondasi tiang yang paling kecil untuk menerapkan prinsip konservatif. Sehingga
dipilih metode perhitungan daya dukung ujung fondasi tiang dari Meyerhof (1976)
untuk tanah pasiran dan metode Goodman (1980) untuk lapisan batuan. Untuk
mendapatkan nilai daya dukung ultimit dari fondasi tiang (𝑄𝑢 ) pada masingmasing borehole dilakukan penjumlahan antara tahanan ujung dan tahanan friksi
dari fondasi tiang. Perhitungan nilai daya dukung aksial yang diizinkan (𝑄𝑎𝑙𝑙 )
didapat dengan membagi nilai daya dukung ultimit fondasi tiang dengan nilai faktor
keamanan yang telah ditentukan sebelumnya (SF = 3). Nilai daya dukung aksial
yang diizinkan dari masing-masing borehole dapat dilihat pada Tabel 3.11.
Pada penelitian ini, diasumsikan terdapat 2 (dua) fondasi tiang pada masingmasing titik borehole. Sehingga terdapat kelompok fondasi tiang sebanyak 6
(enam) buah fondasi tiang dengan kedalaman hingga 10 meter yang direncanakan
untuk menahan beban dari struktur bangunan resort. Untuk mendapatkan nilai daya
dukung aksial izin kelompok fondasi tiang digunakan nilai faktor efisiensi
101
kelompok fondasi tiang sebesar 0.94. Maka nilai daya dukung aksial izin kelompok
fondasi tiang yang didapatkan pada kedalaman 10 meter berdasarkan daya dukung
aksial izin fondasi tiang tunggal pada masing-masing titik borehole adalah sebesar
5,183.92 kN.
Kedalaman (m)
-2
-4
-6
-8
-10
-12
-14
-16
-18
-20
-22
-24
-26
-28
-30
BH1
BH2
BH3
𝑸𝒖
𝑸𝒂𝒍𝒍
𝑸𝒖
𝑸𝒂𝒍𝒍
𝑸𝒖
𝑸𝒂𝒍𝒍
244.76
313.45
404.22
517.09
6548.31
6548.31
6548.31
6548.31
6548.31
6548.31
6548.31
6548.31
6548.31
6548.31
6548.31
81.59
104.48
134.74
172.36
2182.77
2182.77
2182.77
2182.77
2182.77
2182.77
2182.77
2182.77
2182.77
2182.77
2182.77
244.76
313.45
404.22
517.09
846.55
1122.70
1336.74
1726.93
2186.41
6548.31
6548.31
6548.31
6548.31
6548.31
6548.31
81.59
104.48
134.74
172.36
282.18
374.23
445.58
575.64
728.80
2182.77
2182.77
2182.77
2182.77
2182.77
2182.77
244.76
313.45
404.22
517.09
846.55
1122.70
1336.74
1726.93
2186.16
2964.08
3348.28
6548.31
6548.31
6548.31
6548.31
81.59
104.48
134.74
172.36
282.18
374.23
445.58
575.64
728.72
988.03
1116.09
2182.77
2182.77
2182.77
2182.77
Tabel 3.11 Daya dukung izin pada masing-masing borehole
Pernyataan ini juga didukung dengan adanya keterkaitan dengan hasil analisis
pada perangkat lunak Allpile. Adapun hasil daya dukung aksial izin menggunakan
Allpile dapat dilihat pada Gambar 3.2. Dari grafik tersebut nilai daya dukung aksial
izin di kedalaman 10 meter pada titik borehole 1, borehole 2, dan borehole 3 secara
berturut-turut adalah sebesar 1,472.8 kN, 159.02 kN, dan 161.32 kN. Dilihat
berdasarkan nilai daya dukung aksial izin terdapat kesamaan pada borehole 2 dan
borehole 3. Hal ini sesuai dengan data hasil investigasi tanah yang menunjukan
konsistensi tanah adalah identik pada kedalaman 1 meter hingga 10 meter, seperti
yang terlihat pada Gambar 3.1.
Daya dukung aksial izin kelompok fondasi tiang juga ditinjau pada analisis
daya dukung menggunakan perangkat lunak Allpile. Dengan menggunakan
102
persamaan yang sama dengan perhitungan metode numerik sebelumnya didapatkan
nilai daya dukung aksial izin kelompok fondasi tiang sebesar 3,371.07 kN.
0
500
Daya Dukung Aksial Izin (kN)
1000
1500
0
2000
BH1
BH2
BH3
Kedalaman (m)
2
4
6
8
10
Gambar 3.2 Grafik hubungan antara daya dukung izin terhadap kedalaman
3.4. Daya Dukung Lateral Fondasi Tiang
Analisis daya dukung lateral fondasi tiang dilakukan pada tiang pancang
tunggal dengan data tanah yang berbeda. Tujuannya adalah untuk meninjau defleksi
lateral yang terjadi pada fondasi tiang. Pada kriteria perancangan, defleksi lateral
mempunyai kapasitas izin lateral tiang. Hal ini dijelaskan dalam SNI 8460:2017
yang menyatakan bahwa deformasi izin lateral tiang sebesar 12 mm untuk gempa
rencana dalam kondisi tiang free head. Oleh karena itu, dilakukan analisis terhadap
daya dukung lateral dengan kondisi tiang free head dan jepit pada ujung fondasi
tiang menggunakan Allpile dan LPILE.
Pada perhitungan daya dukung lateral menggunakan LPILE digunakan
parameter kuat geser dalam untuk memodelkan pasiran tanpa memasukan
parameter modulus reaksi subgrade. Hal ini bertujuan untuk membiarkan program
LPILE dalam menentukan sendiri parameter tersebut berdasarkan pendekatan jenis
103
tanah yang sudah ditentukan. Khususnya, penggunaan sand berdasarkan Reese et.
al. yang dapat memberikan nilai modulus reaksi subgrade untuk tanah pasiran yang
terendam. Saat memasukan parameter tanah lainnya, khususnya batuan yang berada
di bagian bawah fondasi tidak ditemukan adanya pengaruh terhadap daya dukung
lateral yang diteliti. Hal ini dikarenakan p-y model mengasumsikan gaya geser yang
terjadi pada ujung bagian permukaan tiang. Sehingga, analisis pada program
LPILE menghasilkan defleksi lateral yang serupa meski pada titik borehole yang
berbeda. Kondisi yang cukup relevan juga terjadi pada analisis lateral yang
dilakukan menggunakan perangkat lunak Allpile karena metode p-y curve
merupakan bagian dari perhitungan analisis lateral yang ada pada perangkat lunak
Allpile. Namun, terdapat perbedaan dimana hasil analisis fondasi tiang yang
didapatkan pada Allpile cenderung lebih tahan terhadap beban lateral yang bekerja.
Defleksi lateral pada masing-masing fondasi tiang dapat dilihat pada Tabel
3.12. Defleksi yang tertera pada tabel tersebut merupakan hasil yang paling kritis
dari kombinasi pembebanan LRFD yang dapat dilihat pada Tabel 2.28.
Berdasarkan kombinasi pembebanan yang telah dianalisis dalam daya dukung
lateral didapatkan bahwa kombinasi pembebanan seismik merupakan kondisi
paling kritis. Hal ini sesuai dengan persyaratan perancangan dimana dalam kondisi
gempa rencana nilai defleksi lateral yang diizinkan adalah 12 mm. Ditinjau dari
nilai defleksi yang didapat, yaitu sebesar 10.65 mm. Sehingga, dapat dikatakan
bahwa perancangan fondasi sudah memenuhi kriteria dan standar yang diisyarakan.
Fondasi Tiang
SP1
SP2
SP3
Defleksi Lateral (mm)
LPILE
Allpile
10.654
10.646
10.646
7.30
7.40
7.40
Tabel 3.12 Defleksi lateral pada fondasi tiang
Adapun hasil analisis lateral seperti momen lentur dan gaya geser
menggunakan Allpile dan LPILE ditampilkan pada Gambar 3.3, Gambar 3.4, dan
Gambar 3.5. Berdasarkan grafik tersebut dapat dinilai bahwa adanya perbedaan
hasil pada analisis dikarenakan pengaruh parameter yang digunakan khususnya
pada modulus reaksi subgrade yang ada pada LPILE maupun Allpile.
104
-0.002
0
0.000
0.002
Defleksi Lateral (m)
0.004
0.006
0.008
0.010
0.012
Kedalaman (m)
2
4
6
8
LPILE
ALLPILE
10
Gambar 3.3 Grafik hubungan antara defleksi lateral terhadap kedalaman
-60
-40
-20
Gaya Geser (kN)
0
20
40
60
80
100
0
Kedalaman (m)
2
4
6
8
LPILE
ALLPILE
10
Gambar 3.4 Diagram gaya geser hasil analisis daya dukung lateral
105
0
50
Momen Lentur (kNm)
100
150
200
0
Kedalaman (m)
2
4
6
8
LPILE
ALLPILE
10
Gambar 3.5 Diagram momen lentur hasil analisis daya dukung lateral
3.5. Penurunan Fondasi Tiang
Untuk melakukan analisis penurunan fondasi tiang dilakukan dengan 2 (dua)
metode, yaitu metode numerik dan metode Vesic dengan menggunakan perangkat
lunak Allpile. Dari kedua metode tersebut, nantinya akan diambil nilai penurunan
fondasi tiang yang paling besar untuk memberikan keamanan pada struktur
bangunan resort yang ada di atas fondasi tiang. Perhitungan penurunan fondasi
tiang dilakukan pada setiap titik tiang pancang dengan mengasumsikan fondasi
bekerja secara tunggal untuk mendapatkan nilai penurunan elastis yang paling besar.
Berdasarkan perhitungan dengan metode numerik menggunakan persamaan (28)
dan metode Vesic dengan perangkat lunak Allpile didapatkan nilai penurunan
elastis fondasi tiang pada masing-masing titik fondasi tiang seperti pada Tabel 3.13.
Sehingga nilai penurunan elastis fondasi tiang tunggal berdasarkan 2 (dua)
metode yang digunakan dalam penelitian ini dapat diasumsikan menjadi rentang
nilai penurunan elastis fondasi tiang tunggal pada titik fondasi tiang SP1, SP2, dan
SP3 berturut-turut adalah 0.18-13.7 mm, 0.36-4.4 mm, dan 0.36-4.2 mm. Pada
106
analisis penurunan elastis fondasi tiang tunggal menggunakan perangkat lunak
Allpile terdapat penurunan elastis yang cukup besar pada titik SP1 sebesar 13.7 mm.
Hal ini dapat disebabkan karena metode Vesic yang digunakan pada perangkat
lunak Allpile tersebut tidak cocok digunakan untuk menganalisis penurunan elastis
fondasi tiang pada lapisan batuan keras.
Dari rentang nilai penurunan elastis fondasi tiang tunggal pada masingmasing titik fondasi tiang tersebut digunakan nilai penurunan elastis fondasi tiang
rata-rata untuk dilakukan peninjauan terhadap penurunan elastis kelompok fondasi
tiang menggunakan persamaan (33). Sehingga didapatkan nilai penurunan elastis
kelompok fondasi tiang pada masing-masing titik fondasi tiang seperti yang
disajikan pada Tabel 3.14. Dari perhitungan penurunan elastis kelompok fondasi
tiang tesebut, didapatkan nilai rata-rata dari penurunan elastis kelompok fondasi
tiang sebesar 11.22 mm. Nilai ini menunjukkan bahwa fondasi tiang yang
digunakan dalam penelitian ini sudah memenuhi syarat batas penurunan yang
diizinkan oleh Skempton dan McDonald (1956) karena memiliki nilai penurunan
elastis fondasi tiang kurang dari 32 mm.
Penurunan Elastis (mm)
Numerik
Vesic (Allpile)
Fondasi Tiang
SP1
SP2
SP3
0.18
0.36
0.36
13.7
4.4
4.2
Tabel 3.13 Penurunan fondasi tiang tunggal metode Numerik dan Vesic (Allpile)
Fondasi Tiang
Rerata Penurunan Elastis
Fondasi Tiang Tunggal, 𝒔𝒆
(mm)
Penurunan Elastis Kelompok
Fondasi Tiang, 𝒔𝒆 (𝒈)
(mm)
SP1
SP2
SP3
6.94
2.38
2.28
20.09
6.89
6.60
Tabel 3.14 Penurunan kelompok fondasi tiang
3.6. Stabilitas Lereng
Analisis stabilitas lereng dilakukan dengan metode Finite Element Method
(FEM) menggunakan perangkat lunak Plaxis 2D. Pemodelan yang dilakukan
menggunakan data parameter tanah berdasarkan perhitungan pengembangan
107
parameter dari nilai SPT yang telah dilakukan di bab sebelumnya. Dengan
mempertimbangkan beban gempa menggunakan model pseudostatik, faktor
keamanan atau safety factor (SF) minimum yang ditetapkan dalam SNI 8460:2017
yaitu lebih besar dari 1.5 (SF > 1.5) untuk tingkat ketidakpastian kondisi analisis
kategori tinggi seperti yang ditunjukkan pada Tabel 2.11. Pemodelan dilakukan
untuk menganalisis stabilitas lereng pada kondisi eksisting, setelah dilakukan
pemasangan fondasi tiang, dan setelah adanya penambahan kombinasi pembebanan.
Setelah dilakukan pemodelan pada perangkat lunak Plaxis 2D, pada kondisi
eksisting lereng didapatkan nilai faktor keamanan (SF) sebesar 1.27 dengan bidang
keruntuhan terjadi pada bagian atas lereng seperti yang ditunjukkan pada Gambar
3.1. Dari nilai faktor keamanan tersebut, dapat dinyatakan bahwa kondisi eksisting
lereng rawan terjadi kelongsoran karena memiliki nilai faktor keamanan yang
kurang dari 1.5. Hal ini dapat terjadi akibat berat dari batu urugan (rockfill) yang
berfungsi sebagai pemecah gelombang (breakwater) terlalu berat, sehingga tanah
pasiran yang ada di bawahnya tidak memiliki kekuatan yang cukup untuk menahan
berat dari batu urugan tersebut. Selain itu, tanah eksisting yang terdapat pada
lapisan tanah paling atas merupakan tanah pasiran dengan konsistensi very loose
atau sangat gembur dengan kuat geser yang relatif kecil serta adanya muka air tanah
pada kedalaman -1 m membuat tanah tersebut memiliki tahanan geser yang rendah
untuk menahan gaya kelongsoran.
Sedangkan, pada hasil analisis stabilitas lereng setelah dilakukan pemasangan
fondasi tiang didapatkan nilai faktor keamanan (SF) sebesar 2.43 dengan bidang
kelongsoran yang terjadi di bagian kaki lereng seperti ditunjukkan pada Gambar
3.7. Sehingga dalam kondisi ini, lereng dapat dinyatakan aman terhadap bahaya
kelongsoran karena memiliki nilai SF > 1.5. Peningkatan nilai faktor keamanan dari
bidang atas lereng tersebut dipengaruhi oleh adanya fondasi tiang yang membuat
tanah di sekelilingnya memadat dan meningkatkan kekuatan dari tanah di
sekitarnya. Selain itu, tegangan tanah yang menyebabkan kelongsoran dapat
ditahan oleh fondasi tiang yang ada. Selanjutnya diperlukan analisis stabilitas
lereng setelah adanya beban struktur dari bangunan resort serta beban-beban lain
yang bekerja pada struktur bangunan resort tersebut.
108
Untuk menganalisis stabilitas lereng setelah adanya bangunan resort di atas
geometri lereng, dilakukan analisis stabilitas lereng dengan penambahan kombinasi
pembebanan yang bekerja setelah adanya bangunan resort yang telah direncanakan
serta beban angin dan beban sandar kapal yang bekerja pada arah horizontal.
Sehingga dari hasil analisis stabilitas lereng setelah penambahan kombinasi
pembebanan menggunakan perangkat lunak Plaxis 2D didapatkan nilai faktor
keamanan (SF) sebesar 2.43 dengan bidang kelongsoran yang terjadi di bagian kaki
lereng seperti yang disajikan pada Gambar 3.8. Pada analisis ini menunjukkan
bahwa adanya penambahan kombinasi pembebanan yang berlaku tidak terlalu
berpengaruh terhadap kestabilitasan dari geometri lereng tersebut. Hal ini dapat
disebabkan oleh adanya fondasi tiang membuat beban yang bekerja di atas geometri
lereng tersebut terdistribusikan ke lapisan tanah yang lebih kuat yang terdapat pada
bagian ujung bawah fondasi tiang. Dari hasil analisis tersebut, dapat dinyatakan
bahwa pembangunan resort yang direncanakan pada studi kasus ini memungkinkan
untuk dibangun di atas geometri lereng yang ada serta meningkatkan kestabilitasan
lereng akibat adanya pemasangan struktur fondasi tiang.
Gambar 3.6 Hasil analisis stabilitas kondisi eksisting lereng
109
Gambar 3.7 Hasil analisis stabilitas lereng setelah pemasangan fondasi
Gambar 3.8 Hasil analisis stabilitas lereng setelah penambahan beban
110
3.7. Tekuk dan Stabilitas
Analisis terkait tekuk (buckling) dilakukan untuk memastikan bahwa secara
material struktur baja dari fondasi tersebut mampu menahan beban tekan, momen
lentur, dan tegangan gesernya. Pemeriksaan terhadap keruntuhan tekuk (buckling)
bertujuan untuk menghindari terjadinya kegagalan dengan asumsi bahwa kondisi
tanah dibawahnya merupakan tanah lunak yang tidak cukup signifikan dalam
memberikan tahanan. Sehingga, dipertimbangkan untuk meninjau model kegagalan
struktur tekuk pada fondasi. Perhitungan terkait tekuk (buckling) dalam penelitian
ini mengacu pada SNI 1729:2015 dimana beban yang bekerja difaktorkan
berdasarkan kategori seperti beban mati, hidup, dan seismik lalu dibandingkan
dengan nilai kekuatan material yang telah direduksi.
Dari hasil analisis data diatas terkait tekuk dan stabilitas, diketahui bahwa
fondasi pipa baja atau PSB bundar yang didesain aman terhadap kondisi tekan
karena memiliki kapasitas tekan nominal sebesar 3,458 kN dengan beban tekan
maksimum yang harus ditahan hanya sebesar 460 kN. Selain aman terhadap kondisi
tekan, fondasi pipa baja yang di desain juga aman terhadap kondisi lentur karena
memiliki kapasitas lentur nominal sebesar 966 kNm dengan momen lentur yang
dihasilkan dari analisis lateral pada LPILE sebesar 152 kN. Begitupun dengan
kondisi geser, fondasi pipa baja yang didesain aman terhadap kondisi geser karena
memiliki kapasitas geser nominal sebesar 1,037 kN yang jauh lebih besar nilainya
dari tegangan geser yang harus ditahan yaitu sebesar 76 kN. Dari ketiga hasil
analisis tersebut, dapat disimpulkan bahwa secara material berupa struktur baja,
fondasi dengan profil struktur berongga (PSB) bundar berdiameter luar sebesar
609.6 mm, ketebalan 20 mm, dan panjang tiang 10 m, stabil dalam menahan tekuk
(buckling) akibat kombinasi pembebanan dari struktur diatasnya. Adapun hasil
rekapitulasi perhitungan ini dapat dilihat pada Tabel 3.15
Fondasi
Tiang
Panjang
Tiang (m)
cPn
(kN)
P
(kN)
cVn
(kN)
V
(kN)
cMn
(kNm)
M
(kNm)
SP1
SP2
SP3
10
10
10
3458
3458
3458
460
460
460
1038
1038
1038
76
76
76
966
966
966
151.3
151.3
151.3
Tabel 3.15 Rekapitulasi perhitungan tekuk dan stabilitas pada fondasi tiang
111
BAB 4
PENUTUP
4.1. Kesimpulan
Berdasarkan analisis daya dukung dan penurunan fondasi pada tanah pesisir
yang telah dilakukan pada penelitian ini, maka diperoleh kesimpulan sebagai
berikut:
1.
Perencanaan konstruksi pembangunan resort yang direncanakan akan
dibangun di atas timbunan berupa batu urugan yang berfungsi sebagai
pemecah gelombang (breakwater) dan struktur pembentuk lapisan tanah yang
didominasi oleh tanah pasiran lepas. Struktur fondasi yang dirancang
diharapkan mampu dilakukan pemancangan hingga lapisan batuan keras
untuk mencapai tahanan ujung dari fondasi tiang yang dibutuhkan untuk
mendistribusikan beban yang bekerja di atasnya kepada lapisan batuan keras
tersebut. Sehingga fondasi tiang yang digunakan dalam penelitian ini
merupakan fondasi tiang dengan material baja yang mampu dipancang hingga
lapisan batuan keras tanpa mengalami keruntuhan pada struktur fondasi tiang
baja. Adapun Desain pada penelitian ini dapat dilihat pada gambar kerja yang
terlampir
2.
Bangunan resort yang akan dibangun diperkirakan menghasilkan beban
sekitar 2 ton/m2 kepada fondasi tiang. Dengan luasan bangunan sebesar
10 × 6 m akan menghasilkan beban pada struktur fondasi tiang sebesar
1,177.2 kN. Selain itu, adanya akses kepada kapal kecil sebesar 5 GT pada
bangunan resort akan menyebabkan beban lateral berupa beban sandar kapal
tersebut. Sehingga dibutuhkan struktur fondasi tiang yang mampu menahan
beban aksial dan lateral yang bekerja di atasnya dengan nilai faktor keamanan
(SF) sebesar 3. Perhitungan tahanan ujung fondasi tiang dilakukan dengan
beberapa metode, yaitu metode Meyerhof, metode Meyerhof dengan N-SPT,
metode Vesic, metode Briaud et al., dan metode Goodman. Sedangkan untuk
perhitungan tahanan friksi fondasi tiang hanya dilakukan dengan metode
Coyle dan Castello. Berdasarkan perhitungan daya dukung fondasi tiang
112
tersebut didapatkan kedalaman fondasi tiang yang mampu menahan
pembebanan aksial dan lateral adalah pada kedalaman -10 m pada seluruh
titik fondasi tiang dengan nilai daya dukung aksial yang diizinkan sebesar
5,184 kN. Sedangkan untuk analisis daya dukung fondasi tiang menggunakan
perangkat lunak Allpile didapatkan nilai daya dukung aksial yang diizinkan
sebesar 3,371 kN.
3.
Berdasarkan perhitungan daya dukung fondasi tiang yang telah dilakukan,
pada kedalaman -10 m dengan diameter luar fondasi tiang sebesar 609.6 mm
dengan tebal dinding setebal 20 mm didapatkan nilai daya dukung aksial yang
diizinkan sebesar 5,183.92 kN yang berarti dengan dimensi tersebut struktur
fondasi tiang dapat menahan beban aksial yang direncanakan sebesar 1,177.2
kN. Dengan digunakannya dimensi fondasi tiang tersebut juga dapat menahan
defleksi lateral yang diakibatkan oleh beban lateral yang bekerja di atasnya.
Dari analisis terhadap tekuk fondasi tiang tersebut juga tidak mengalami
tekuk yang berlebih.
4.
Untuk melakukan analisis penurunan kelompok tiang dilakukan dengan
menggunakan 2 (dua) metode yaitu metode numerik dan metode Vesic
menggunakan perangkat lunak Allpile. Dari kedua metode tersebut
didapatkan hasil perhitungan penurunan terbesar yang kemungkinan terjadi
pada kelompok fondasi tiang adalah sebesar 20.1 mm. Nilai penurunan ini
menunjukkan bahwa struktur fondasi tiang yang direncanakan sudah
memenuhi persyaratan batas penurunan maksimum yang terjadi pada tanah
pasiran menurut Skempton dan McDonald (1956) yaitu sebesar 32 mm.
5.
Dalam studi kasus ini bangunan resort yang akan dibangun di atas lereng
memerlukan analisis stabilitas lereng untuk memastikan adanya bangunan
resort ini tidak berdampak pada stabilitas lereng yang ada di bawahnya.
Analisis stabilitas lereng yang dilakukan pada penelitian ini menggunakan
metode finite element method (FEM) dengan perangkat lunak Plaxis 2D serta
memberlakukan beban gempa dengan model pseudostatik. Hasil analisis yang
didapatkan dengan nilai koefisien gempa arah horizontal (𝑘ℎ ) sebesar
0.2948g menyatakan bahwa kondisi eksisting lereng sebelum adanya
113
konstruksi memiliki nilai faktor keamanan (SF) sebesar 1.27 yang berarti
kondisi eksisting dari geometri lereng tersebut rawan terjadi kelongsoran
karena nilai SF < 1.5. Sedangkan setelah adanya pemasangan fondasi tiang
dan ditambah dengan kombinasi pembebanan yang bekerja di atasnya, nilai
faktor keamanan (SF) yang didapat adalah sebesar 2.43. Hal ini menyatakan
bahwa adanya bangunan resort di atas lereng tersebut membuat kenaikan
faktor keamanan lereng akibat adanya fondasi tiang yang dapat menahan gaya
kelongsoran.
6.
Dalam perencanaan fondasi tiang didesain untuk memenuhi persyaratan
sesuai dengan kombinasi beban yang direncanakan. Kombinasi pembebanan
yang menghasilkan defleksi berlebih ditemukan pada desain beban gempa
rencana. Analisis yang dilakukan pada defleksi lateral berdasarkan kombinasi
pembebanan tersebut menggunakan perangkat lunak Allpile dan LPILE.
Berdasarkan hasil analisis menggunakan perangkat lunak Allpile, didapatkan
defleksi lateral pada setiap titik fondasi tiang sebesar 7.30 pada SP1, 7.40
pada SP2, dan 7.40 pada SP3. Sedangkan dengan menggunakan perangkat
lunak LPILE didapatkan defleksi lateral pada setiap titik fondasi tiang sebesar
10.654 pada SP1, 10.646 pada SP2, dan 10.646 pada SP3. Dari hasil analisis
ini dapat dinyatakan bahwa fondasi tiang yang direncanakan dapat menahan
beban lateral yang bekerja di atasnya karena nilai defleksi lateral yang
mungkin terjadi lebih kecil daripada 12 mm seperti yang disyaratkan pada
SNI 8460:2017 untuk beban gempa rencana dalam kondisi tiang free head.
4.2. Saran
Dengan adanya makalah penelitian ini, diharapkan pada penelitian
selanjutnya dapat digunakan sebagai referensi terkait perancangan fondasi dalam.
Selain itu, pengembangan dalam melakukan analisis yang lebih mengenai struktur
fondasi tiang dan analisis stabilitas lereng dengan mempertimbangkan beban
dinamis dan statis lainnya dapat dilakukan. Salah satunya adalah beban oleh
tahanan tanah akibat stabilitas lereng yang bekerja pada fondasi tiang menjadi
batasan dalam analisis lateral yang dapat diteliti lebih dalam untuk penelitian
selanjutnya.
114
BAB 5
DAFTAR PUSTAKA
Buku:
Ameratunga, Jay & Sivakugan, Nagaratnam & Das, Braja. (2016). Correlations of
Soil and Rock Properties in Geotechnical Engineering. 10.1007/978-81322-2629-1.
Arida, I Nyoman Sukma. (2015). Pariwisata Berkelanjutan. Bali: Sustain Press.
Badan Pusat Statistik Provinsi Sulawesi Utara. (2023). Statistik Pariwisata Provinsi
Sulawesi Utara 2022. Badan Pusat Statistik Provinsi Sulawesi Utara.
Das,
Braja
M. (2016). Principles
of
Geotechnical
Engineering (Ed.
8th). Massachusetts: Cengage Learning.
Gordon, J. E. (1978). Structures or why things don’t fall down. Penguin Books.
Hardiyatmo, Hary Christady. (2006). Teknik Fondasi 2. Beta Offset. Yogyakarta.
Triatmodjo, Bambang. (2009). Perencanaan Pelabuhan. Yogyakarta: Beta Offset.
Tomlinson, M. J., dan Boorman, R. (1995). Foundation Design & Construction (Ed.
6th). Harlow: Longman.
Wyllie, D. C., & Goodman, R. E. (1999). Foundations on rock (2nd edition). E &
FN Spon.
Pedoman-Pedoman:
AISC. (1989). Specification for Structural Steel Buildings-Allowable Stress Design
and Plastic Design. Chicago: American Institute of Steel Construction.
Badan Standarisasi Nasional. (2013). SNI 1727:2013, Beban Minimum Untuk
Perancangan Bangunan Gedung dan Struktur Lain. Jakarta: Badan
Standarisasi Nasional
Badan Standarisasi Nasional. (2014). SNI 8052:2014, Pipa Baja Untuk Pancang.
Jakarta: Badan Standarisasi Nasional
Badan Standarisasi Nasional. (2015). SNI 1729:2015, Spesifikasi Untuk Bangunan
Gedung Baja Struktural. Jakarta: Badan Standarisasi Nasional
Badan Standarisasi Nasional. (2017). SNI 8460:2017, Persyaratan Perancangan
Geoteknik. Jakarta: Badan Standarisasi Nasional
115
Badan Standarisasi Nasional. (2019). SNI 1726:2019, Tata Cara Perencanaan
Ketahanan Gempa untuk Struktur Bangunan Gedung dan Nongedung.
Jakarta: Badan Standarisasi Nasional
British Standards Institution. (1999). BS 5930:1999, Code Practice for Site
Investigations. Inggris Raya: Universitas Brimingham
Standards Australia International. (2002). HB 212-2002 Design Wind Speeds for
the Asia-Pacific Region. Sydney: Standards Australia International Ltd.
Jurnal:
Anam, Muhammad K., Novita, Yopi., Iskandar, Budhi H. (2020). Kekuatan
Benturan Kapal Kayu 5-7 GT saat Merapat ke Dermaga: Upaya untuk
Menentukan Ketebalan Minimal Laminasi FRP. J. Ilmu dan Teknologi
Kelautan Tropis, 12(3): 747-760. DOI: http://doi.org/10.29244/jitkt.v12i3.
Hamdhan, Indra N., and Desti S. Pratiwi. (2017). Analisis Stabilitas Lereng dalam
Penanganan Longsoran di Jalan Tol Cipularang Km. 91+200 dan Km.
92+600 Menggunakan Metode Elemen Hingga (FEM). Rekayasa Hijau
1(2): 100-111. DOI:10.26760/jrh.v1i2.1631.
Hatanaka M, Uchida A. (1996). Empirical correlations between penetration
resistance and internal friction angle of sandy soils. Soils Found 36(4):1–10
Khristyson, S., Jamari, Bayuseno, A. (2021). Design of Fishing Vessel 5 GT for
Traditional Fishing Community Activities. IOP Conf. Ser.: Mater. Sci.
Eng. 1096 012030. DOI: 10.1088/1757-899X/1096/1/012030
Liao SSC, Whitman RV. (1986). Overburden correction factors for SPT in sand. J
Geotech Eng ASCE 112(3):373–377
Liong, G. T., & Herman, D. J. (2012). Analisa Stabilitas Lereng Limit Equilibrium
vs Finite Element Method. HATTI-PIT-XVI, 2
Mostafa, H. H. (2022). Lateral response evalu ation of single piles based on
pressure meter test results (using Foxta) versus standard penetration test
results
(using
Lpile).
Innovative
Infrastructure
Solu
tions,7(4).https://doi.org/10.1007/s41062 022-00870-4
Ruswandi, Saefuddin, A., Mangkuprawira, S., Riani, E., Kardono, P. (2008).
Identifikasi Potensi Bencana Alam dan Upaya Mitigasi yang Paling Sesuai
116
Diterapkan di Pesisir Indramayu dan Ciamis. Jurnal Riset Geologi dan
Pertambangan, 18 (2): 1-19.
Seed, H. B., Tokimatsu, K., Harder, L. F., & Chung, R. M. (1985). The Influence
of SPT Procedures in Soil Liquefaction Resistance Evaluations. Journal of
Geotechnical Engineering, ASCE, 111, 1425-1445.
Yudianto, A. M., Lastiasih, Y., Taufik, R., & Ismawanto, I. (2022). Analisis
Deformasi
lereng
dengan
Perkuatan
Soil
Nailing
pada
Proyek
Pembangunan Jalan Baru Batas Kota Singaraja-Mengwitani. Jurnal
Aplikasi Teknik Sipil, 20(1): 59-67.
Artikel Berita:
Kemenparekraf/Baparekraf RI. (2023, 4 April). Gerakan “Kita Mulai Sekarang”:
Upaya
Mendukung
Sustainable
Tourism.
Ragam
Pariwisata.
https://www.kemenparekraf.go.id/ragam-pariwisata/gerakan-kita-mulaisekarang-upaya-mendukung-sustainable-tourism
117
LAMPIRAN-LAMPIRAN
118