sistem rangka gedung fix

5/24/2018 Sistem Rangka Gedung Fix

1/38

2014

RETA SANDRA DEVINA 3111100016

DYAH WIDYA 3111100036

FINNA NALURITA 3111100042

BOBBY KURNIAWAN 3111100130

M. REGI ASMANDA 3111100107


2/38

9. SISTEM RANGKA GEDUNG

9.1. Pendahuluan

Dalam bab ini disajikan desain tipikal Sistem Rangka Gedung (SRG) 8 lantai

yang terkena beban gempa sesuai SNI-1726 dan proses penulangannya dilakukan

sesuai SNI-2847. Contoh perhitungan penulangan dan pendetailan akibat beban

gravitasi dan gempa hanya dibuat untuk salah satu balok dan kolom lantai II yang

dipandang cukup informatif untuk memahami kedua peraturan tersebut.

Untuk kesederhanaan perhitungan, dianggap semua dimensi potongan

melintang balok, kolom dan lantai dari lantai pertama sampai atap adalah sama.Dengan kondisi ini, sesuai SNI-1726-2012 Ps 7(untuk selanjutnya penyebutan

suatu pasal dari SNI-1726 disingkat dengan Ps tanpa menyebut SNI-1726)

struktur gedung ini tergolong beraturan dan perencanaannya boleh pakai beban

gempa nominal statik ekuivalen (Ps 7.8). Dinding struktural dan kolom-kolom paling

bawah SRG ini dianggap terjepit penuh.

Sebagaimana ditentukan oleh SNI-1726-2012, Tabel 9pada SRG ini, DS

didesain untuk memikul seluruh beban lateral sedangkan rangka ruang memikulbeban gravitasi secara lengkap. Kata lengkap diakhir kalimat di depan ini

mempunyai makna bahwa rangka ruang yang terdiri dari balok dan kolom tersebut

tidak boleh runtuh akibat perubahan bentuk lateral inelastis oleh beban gempa

rencana. Untuk itu perlu dijamin bahwa syarat-syarat kompatibilitas tersebut di

SNI-2847-2013 Pasal 21.13 (untuk selanjutnya penyebutan suatu pasal dari

SNI-2847 disingkat dengan kata Pasal tanpa menyebut SNI-2847) harus dipenuhi

oleh rangka ruang tersebut.

Selanjutnya diasumsikan, contoh SRG ini berada dilokasi SE dan berada

diatas lapisan tanah yang tergolong lunak. DS yang berada di SEmenurut Pasal

21.1.1.3harus didesain sebagai Dinding struktural beton khusus (DSBK).

9.2 Data untuk desain

Mutu bahan fc = 30 MPa

fy = 400 MPa

Kategori gedung : Perkantoran Beban hidup


3/38

- lantai = 2,4 kN/m2 (SNI 1727-2013)

- atap = 0,96 kN/m2 (SNI 1727-2013)

Beban mati

- beton = 24 kN/m3

- Joist = 5,2 kN/m2

- Partisi = 1,0 kN/m2 luas lantai (UBC Section 1606.2)

- Tegel = 0,45 kN/m2

- Plafon & M/E = 0,18 kN/m2

Dimensi komponen SRG ini adalah:

- Balok : 600 x 650 mm

- Kolom : 600 x 600 mm

- Dinding Struktural: tebal DS : 300 mmkomponen batas : 950 x 950 mm


4/38


5/38

9.3. Analisa Beban Gempa

9.3.1. Beban Gempa

Beban geser dasar nominal statik ekuivalen V yang terjadi di lantai dasardihitung sesuai SNI-1726-2012 rumus (21).Selanjutnya V ini harus dibagikan

sepanjang tinggi struktur gedung ke masing-masing lantai sesuai Ps. 7.8.3.

Perhitungan Beban Mati (Wt)

Beban gravitasi berupa beban mati dan beban hidup yang bekerja di tiap

lantai/ atap disimpulkan di Tabel 9-1. Beban hidup untuk perhitungan W ini sesuai

SNI-03-1727-2013, pakai koefisien reduksi 0,3. Total beban gravitasi (Wt) ini

didapat sebesar 196.152,98 KN

Tabel 9-1. Ringkasan beban mati di berbagai tingkat

Lantai

Elemen

H Elemen V LL w(kN) w(kg)

8 18158.8 2424.14 480 21062.94 210.6294

7 18832 4848.28 1200 24880.28 248.8028

6 18832 4848.28 1200 24880.28 248.8028

5 18832 4848.28 1200 24880.28 248.8028

4 18832 4848.28 1200 24880.28 248.8028

3 18832 4848.28 1200 24880.28 248.8028

2 18832 4848.28 1200 24880.28 248.8028

1 18832 5776.36 1200 25808.36 258.0836

Jumlah196,152.98

kN

Taksiran waktu getar alami T, secara empiris.

Rumus empiris pakai method A dari UBC Section 1630.2.2

Tinggi gedung hn = 29 m.

T = Ct (hn) x

Dimana untuk SRG : Ct = 0,0466 -> Ta = 0,96 T tb = T a

n = 8


6/38

Perhitungan V

V dihitung dengan rumus (21) SNI 1726-2012

SRG sesuai SNI 1726-2012 Tabel 9 : R = 6

I sesuai SNI 1726 Tabel 1 -> I = 1

Ss = 0.663

S1 = 0.248 puskim.pu.go.id

Fa = 1.373

Fv = 3.009

Sms = Ss * Fa = 0,91 ; Sm1 = S1 * Fv = 0,746

Sds = 2/3*Sms = 0,606 ; Sd1 = 2/3*Sm1 = 0,497

Ct = 0,0466

X = 0,9 hitungan excel

Ta = 0,096

Cs = 0,101

V = 198,397

Distribusi Fi

Distribusi ini dlakukan sesuai rumus (27) yang berada di Ps. 6.1.3. Tabel 9-2

merangkum hasil perhitungan F i dan gaya geser tingkat Vi.

Tingkat hx(m) wx(kg) hx.wx^k(kgm) Cvx V= Cs x w Fx-y=(Cvx * V)

1 4.5 258.084 4654.929 0.037 198.398 7.259

2 8 248.803 7905.131 0.062 198.398 12.327

3 11.5 248.803 11363.626 0.089 198.398 17.720

4 15 248.803 14822.120 0.116 198.398 23.112

5 18.5 248.803 18280.615 0.144 198.398 28.505

6 22 248.803 21739.110 0.171 198.398 33.898

7 25.5 248.803 25197.605 0.198 198.398 39.291

8 29 210.629 23270.019 0.183 198.398 36.285

Total 1961.530 127233.155


7/38

9.3.2. Hasil Analisa Struktur

Dengan menggunakan program komputer SAP 2000 analisa struktur 3 dimensi

telah dilakukan pada contoh SRG di Gambar 9-1. Ketentuan- ketentuan dibawah ini

dipakai:

a). Analisa beban lateral dikenakan hanya pada struktur yang merupakan SPBL,

yaitu terdiri dari DS (Dinding Struktural) dan BP (Balok Perangkai).

(merupakan balok T = 2 x

c). Hasil gaya di ujung balok dibuat untuk nilai di muka kolom.

d). Ec pakai ketentuan Pasal 10.5 (1).

e). Berat masa tiap lantai dikenai eksentrisitas ed sesuai Ps 5.4.3.

Rangkuman hasil analisa struktur untuk DS B5-C5 dan balok perangkai (BP) C5-D5

akibat beban gempa di cantumkan di Tabel 9-3.

Tabel 9-3 Hasil Analisa Sistem Pemikul Beban Lateral oleh Gempa

Lantaike hi Gaya aksial atas bawah gaya geser

8 29 185.47 0 1130.04 389.73

7 25.5 458.61 1130.04 22931.79 1208.2

6 22 840.16 22931.79 33092.89 1812.22

5 18.5 1310.8 33092.89 41656.44 2357.16

4 15 1350.88 41656.44 48665.11 2776.76

3 11.5 2428.94 48665.11 53836.86 3177.92

2 8 2996.26 53836.86 58255.47 3204.16

1 4.5 4584.28 58255.47 733654.49 4488.08


8/38

Sedangkan Tabel 9-4 mencatumkan hasil perhitungan kinerja batas layan (sebut

-ketentuan tersebut diatas. Tabel tersebut mencatumkan

pula nilai maksimum penyimpangan inelastis yang dihitung sesuai Ps 8.2. yaitu M

= 0,7 x R x s.

Tabel 9-4 Penyimpangan Lateral dan drift antar tingkat akibat gaya gempa.

Seperti diatur di Ps. 5.2.2, komponen struktur yang bukan merupakan SPBL harus

direncanakan terhadap simpangan sistem struktur gedung akibat pengaruh gempa

rencana yaitu simpangan sebesar R/ 1.6 x simpangan akibat beban gempa nominal

pada struktur gedung tersebut, atau R x s/ 1,6. Tabel 9-5 dan 9-6 merupakan

kesimpulan hasil analisa untuk kolom (A-4) dan balok (A4-B4), sesuai ketentuan

persyaratan kompatibilitas deformasi Ps. 5.2.2.


9/38

Tabel 9-5. Hasil analisa struktur non-SPBL kolom A4

Tabel 9-6. Hasil analisa struktur non-SPBL Balok A4-B4

9. 3.3. Kinerja Batas Layan (s) dan Kinerja Batas Ultimit / m

Tabel 9-4 memberikan nilai s tiap lantai yang diperoleh dengan asumsi

ketentuan-ketentuan tersebut di butir 9.3.2. diatas. Sedangkan M tiap lantai

dihitung sesuai Ps 6.2. Selain itu drift antar tingkat dari s dan M juga disajikan

di Tabel 9-4.

Menurut Ps. 7.12.1. Tabel 16untuk memenuhi syarat kinerja batas layan,

s antar tingkat tidak boleh lebih besar dari 0,03/R*ixh =24,55 mm untuk lantai

1 dan 19,09 mm untuk lantai yang lain, atau 30 mm. SNI-1726 membatasi ini untukmencegah terjadinya pelelehan baja dan keretakan beton yang berlebihan,


10/38

disamping untuk mencegah kerusakan non struktural dan ketidaknyamanan

penghuni. Perlu diketahui bahwa UBC-1997 tidak ada pembatasan ini, namun

mensyaratkan dilakukan efek P- (untuk Zone 3 & 4 yang setara WG 5 & 6 ) bila

drift antar tingkat melebihi 0,02 hI / R.

Selanjutnya Ps 8.2.2 membatasi kemungkinan terjadinya keruntuhan

struktur yang akan membawa korban jiwa manusia dengan membatasi nilai M

antar tingkat tidak boleh melampaui 0,02 x tinggi tingkat yang berangkutan = 0,02

x 4.500 = 90 mm untuk lantai 1, dan = 0,02 x 3.500 = 70 mm untuk lantai lainnya

dipenuhi.

9.4. Analisa Beban Gravitasi

9.4.1. Beban di lantai dan balok

Momen-momen di lantai dan balok akibat beban gravitasi ditaksir dengan

menggunakan nilai momen pendekatan. Untuk balok-balok rangka ini, yaitu rangka

arah U-S di baris 1,3, 4,6 dan rangka arah T-B baris A,C,D dan F akan memakai

momen pendekatan Pasal 8.3.3sebagaimana ditunjukkan di Tabel 9-7 berikut ini.

Tabel 9-7 momen desain balok rangka di muka kolom

Semua momen negatif balok di Tabel 9-7 adalah momen di ujung balok di

muka kolom. MD dan ML yang tercantum di kolom 4 & 5 tabel ini adalah nilai momenakibat beban mati dan beban hidup tanpa faktor beban dan koefisien reduksi.


11/38

Balok perangkai (seperti C2D2; B3B4, dll) yang merupakan komponen

SPBL, terjepit ujung-ujungnya pada dinding struktural. Karena itu akibat beban

gravitasi ujung-ujung dianggap terjadi momen negatif sebesar 1/12.w.ln2, seperti

diperlihatkan di Tabel 9-8.

Tabel 9-8 Momen akibat D dan L pada balok perangkai

9.4.2. Beban kerja aksial di kolom dan dinding struktural

Perhitungan beban kerja aksial di kolom meliputi akibat beban mati yang

berupa berat sendiri struktur dan beban tetap lainnya, berupa berat M & E, plafon,

tembok, tegel dll; dan beban hidup yang harus memperhitungkan reduksi beban

dan tributary area yang diatur oleh SNI 03-1727-2013.

Di Tabel 9-9 dan 9-10 berturut-turut disajikan beban aksial akibat D & L dikolom luar A-4 dan dinding struktural (DS) B5 C5.

Tabel 9-9 beban aksial di kolom luar A4


12/38

Tabel 9-10 beban aksial di DS B5-C5

9.5. Desain Akibat Beban Kombinasi

9. 5.1. Kombinasi Beban

Kombinasi beban desain telah ditetapkan oleh Pasal 9.2.1sebagai berikut: (hanya

ditulis yang dipakai untuk contoh ini).

(1). 1,4 D

(2). 1,2 D + 1,6 L + 0,5 (Lr atau R)

(3). 0,9 D + 1,0 E

(4). 1,2 D + 1,0 L + 1,0 E

Pada komposisi struktur yang bukan merupakan SPBL seperti rangka ruang

dari SRG dalam contoh ini, yang beban-bebannya diperoleh dari deformasi yang

mungkin terjadi sebagaimana diterangkan di butir 9.3.2 atas (Ps 5.2.2) boleh

dianggap sebagai beban berfaktor. Sesuai Pasal 21.3bila beban akibat deformasi

tadi dikombinasi dengan momen dan lintang terfaktor akibat beban gravitasi tidakmelebihi kuat momen dan lintang rencana komponen struktur tersebut, maka Pasal

23.9(2(1) ) s/d 23.9(2(3) harus di penuhi. Dalam hal ini kombinasi beban harus

pakai (pilih yang lebih kritis).

(1). 1,2 D + 0,5 L + E

(2). 0,9 D + E


13/38

Tapi apabila melebihi kuat momen dan lintang rencana, maka ketentuan Pasal

23.9.(3) yang berisi ketentuan-ketentuan Pasal 23.9 (3(1) ) s/d 23.9 (3(3) ) harus

dipenuhi.

Tabel 9-11 Kesimpulan momen lentur untuk desain balok A4 B4

9.5.2 Tipikal desain balok A4 B4

Desain untuk momen lentur

Kesimpulan momen lentur pada tipikal balok A4 B4 akibat beban D, L dan

E dapat dilihat di Tabel 9-11. Momen akibat beban gravitasi diambil dari Tabel 9-7 sedangkan akibat deformasi kompatibilitas dari Tabel 9-6. Untuk perencanaan

balok A4 B4 lebih lanjut perlu dihitung dahulu penulangan balok ini akibat gravity

load saja, diambil yang terbesar dari kombinasi beban berikut:

(1) 1,2 D + 1,6 L

(2) 1,4 D

dan kuat rencana tulangan terpasangnya (Mn). Hasil disimpulkan di Tabel 9-12.


14/38

Penilaian lebih lanjut dilakukan untuk memenuhi Pasal 23.9(1), sebagaimana

dijelaskan di butir 9.5.1 di atas, yaitu diadakan perbandingan apakah hasil

kombinasi beban di Tabel 9-11 lebih besar atau lebih kecil dari kuat rencana balok

A4 B4, yang didapat di Tabel 9-12. Apabila momen di Tabel 9-11 lebih kecil dari

momen di Table 9- 12, maka berlaku Pasal 21.3.1tetapi bila lebih besar maka

desain dilakukan sesuai Pasal 21.3.2.

Ternyata semua momen negatif di Tabel 9-

Tabel 9-12. Lebih-lebih bila dilihat di Tabel 9-6, momen di balok A4 B4 akibat

beban gempa (E) tercatat lebih besar mulai di atas lantai ke- 1. Karena itu

perhitungan lebih lanjut dilakukan mengikuti Pasal 21.3.2

Tabel 9-12 Kesimpulan kebutuhan Penulangan balok A4 B4 oleh bebangravitasi

Desain akibat geser

Kuat geser rencana harus ditetapkan sesuai Pasal 21.9.4, yaitu Ve harus

ditentukan dari peninjauan gaya statik pada muka tumpuan balok A4 B4, yaitu

dari hasil kuat lentur maksimum, Mpr, dengan tanda berlawanan ditambah beban

gravitasi terfaktor di sepanjang bentangnya. Perlu dicatat di sini, Ve akibat

goyangan ke kiri maupun ke kanan, harus masuk dalam perhitungan. Kuat lentur

maksimum, Mpr, tersebut di atas harus dihitung dengan fs = 1,25 fy daRumus di bawah ini boleh dipakai untuk menghitung Mpr.

Mpr = As (1,25 fy)(d a/2) dimana


15/38

Dengan cara yang sama, untuk ujung lain bentang ini, dihasilkan momen

8

kNm.

Beban gravitasi terfaktor di atas balok adalah : w = 34,84 kN/ m

Gambar 9-2 memberikan ilustrasi perhitungan Ve untuk balok di bentang

ujung rangka baris no 4 pada tingkat 1. Selain ditunjukkan pengaruh beban

gravitasi, ditunjukkan pula besar Mpr negatif dan positif dari kanan dan kiri. Dapat

diamati bahwa, Ve selalu lebih besar dari Vu hasil analisa struktur akibat

kompatibilitas deformasi [max 138,27 kN (Tabel 9-6)].


16/38

Gambar 9-2. Desain gaya geser untuk balok A4 - B4

Biasanya kuat geser ditahan oleh beton (Vc) dan tulangan dalam bentuk

tulangan transversal. Namun pada komponen struktur penahan SPBL berlaku

ketentuan Pasal 21.5.4.2yang menyatakan Vc = 0 apabila

a. gaya geser akibat gempa saja (yaitu akibat Mpr) > 0,5 total geser (akibat

Mpr + beban gravitasi) danb. Gaya aksial tekan < '


17/38

Dalam hal ini gaya geser akibat gempa = 131,83 kN < 0,5 x 331,0 = 165,5 kN,

namun karena gaya aksial yang kecil sekali maka Vc = 0 sehingga Vs = = ,

= 441,33 kN

Koefisien reduksi diambil 0,75 karena Vn diperoleh dari Mpr balok (Pasal

11.3(2(3))

= 226 mm2) diperoleh s

sebesar

kontrol kuat geser nominal tak boleh lebih besar dari Vs max (pasal 13.5(6(9))

V s max = 2/3 bw d fc= 2/3 x 600 x 588,5 x 30 =1.289,34 kNs max menurut Pasal 13.5.[4(1)] dan 13.5.[4(3)] harus diambil yang lebih kecil dari:

s max = d/2 = 588,5/ 2 = 294,3 mm atau = 600 mm

Namun apabila Vs > 1/3 bw d ' fc maka s yang ditentukan Pasal 13.5.[4.(1)]

harus dibuat/ dikurangi menjadi separohnya (Pasal 13.5.[4.(3)]

1/3 bw d fc= 1/3 x 600 x 588,5 x 30 = 644,67 > Vs = 441,33 kNDengan hasil ini maka dipakai jarak s = 120 mm, dengan hoop pertama 12

mm dipasang 50 mm dari muka kolom di kedua ujung balok dan seterusnya untuk

sepanjang 2h = 1.300 mm dari muka kolom dipasang begel 12 dengan s = 120 mm.

Apabila hoop tidak diperlukan lagi maka boleh dipakai begel yang

perhitungannya menyertakan kuat geser nominal beton Vc, dimana Vc =fc/6.bw.d (Pasal 13.3(1(2)))


18/38

Pakailah s = 140 mm yang lebih kecil dari smax di Pasal 23.3.[3.(2)]

s max = d/4 = 588,5/ 4 = 147,125 mm

= 8 d b tul. Longtd. = 8 x 19 = 152 mm

= 24 db hoop = 24 x 12 = 288 mm = 300 mm

Setelah diperiksa persyaratan Pasal 23.3.[4(2)] untuk penampang di muka

perletakan eksterior yang gaya geser maximum tidak sama dengan perletakan

interior dan ternyata gaya geser akibat Mpr saja < 0,5 total geser, namun karenagaya aksial kecil sekali, karena itu Vc = 0.

Maka penulangan geser dibuat dengan cara yang sama di atas, diperoleh

tulangan geser perletakan luar balok eksterior, yaitu 212 dengan s = 120 mm.

Hoop pertama dipasang 50 mm dari muka kolom, sisanya setelah berjarak 2d dari

muka kolom pakai s = 140 mm.

Pemutusan tulangan balok

Di bawah ini diberikan contoh perhitungan lokasi penghentian tulangan

negatif diatas perletakan interior balok bentang ujung. Tulangan diatas perletakan

ini ada 719 dan akan diteruskan hanya 319 untuk memenuhi pasal 23.3.(2(1))

Jadi disini akan ditentukan jarak penghentian 419 dari muka kolom (x).

Agar diperoleh panjang penghentian terbesar, harus dipakai kombinasi

beban 0,9D + kemungkinan kuat momen Mpr diujung komponen. Kuat momen

nominal (Mn) dari 319 adalah 157,17 kNm, karena itu 419 boleh dihentikanbila kuat momen perlu sudah menurun menjadi 157,17 kNm (lihat Gambar 9-3).

Jarak penampang dengan Mn = 157,17 kNm dihitung sebagai berikut .

Diketahui : Mpr = 551,76 kN m

q = 31,35 kN/ m

Jumlah momen terhadap pot. a - a diperoleh dengan persamaan berikut:

31,35 x2 - 245,27 x + 551,76 = 157,14


19/38

x2 - 15,65 x + 25,17 = 0

diperoleh x = 1,82 m

Gambar 9-3 Diagram momen untuk penghentian tulangan negatif pada

perletakan tepi

Sesuai pasal 14.10(3) Tulangan 4 19 akan dihentikan sejauh l= (pilih yang lebih

besar) =

l = x + d = 1,82 + 0,5885 = 2,41 2,50 m(menentukan) atau

l = x + 12.db = 1,82 + 12 x 0,019 = 2,05 m dari muka kolom

Panjang l = 2,50 m ini harus lebih panjang dari ld yaitu panjang penyaluran (pasal

14.10.(4)) yang dihitung dengan rumus tersebut di pasal 14.2(3)

dimana :

= 1,3

= 1,0

= 0,8

= 1,0


20/38

K tr = 0

Jadi :

ld = 32,40 x 19 = 615,53 mm 0,62 m

ternyata l= 2,50 m > ld = 0,62 m jadi panjang 4 19 baru boleh berhentipada jarak 2,50 m dari muka kolom. Perlu diamankan pula bahwa penghentiantulangan ini tidak boleh dilakukan didaerah tarik kecuali kondisi Pasal 12.10(5)

dipenuhi. Dalam kasus ini, titik balik momen kira-kira berada 4.180 mm dari muka

kolom >ld= 2.500 mm jadi berarti tempat penghentian berada di daerah tarik.Menghadapi 2 pilihan pengamanan tersebut di Pasal 12.10 (5(1)) atau 12.10 (5(2)),dicoba dulu solusi pilihan pertama, yaitu kemungkinan Vn dari tulangan geser

terpasang apakah Vnlebih besar dari gaya geser berfaktor Vu. Vn = 0.75( ) = 0.75{ }

=2/3 x 0,75 (381,62 + 323,43)

=352,53 kN > Vu = 154,02 kN (pada jarak 2,5 m)karena

Vn >Vu maka penghentian 419 boleh dilakukan padal= 2,50 m dari muka kolom.

Apabila sambungan lewatan untuk tulangan atas balok diperlukan,maka ini ditentukan menurut Pasal 12.15.(1)., yaitu dengan rumus dipasal 12.2.2):

[ .]db = 45,57ld = 45,57 x 19 = 865,84 mm = 866 m

Panjang ld menurut Pasal 12.2.(2) = 866 mm, sehingga untuk sambunganlewatan kelas A diperlukan sambungan lewatan 1,0 x ld = 866 mm, pakai 0,9 m.

Jarak pemutusan tulangan dari arah tumpuan kiri dilakukan dengan carayang sama di atas, diperoleh sebesar 1,8 m


21/38

Tulangan longitudinal yang masuk dan berhenti dalam kolom tepi yang

terkekang (Pasal 21.7 (2.(2))harus berupa panjang penyaluran dengan kait 900sesuai Pasal 21.7.(5(1))ldh diambil yang lebih besar dari

8 db = 8 x 19 = 152 mm150 mm, atau

= 5,4 =257Jadi ldh = 260 mm masuk dalam kolom dengan panjang kait 12 db =228 mm (Pasal 7.1.(2) seperti dapat dilihat pada Gambar 9-4

Gambar 9-4 Detail penulangan balok A4 B4.

9.5.3 Desain balok perangkai B5 C5

Desain balok perangkai (BP) yang merupakan SPBL ini, diatur di pasal21.9.(7). Melihat syarat ln/d = 11,94 > 4 dipenuhi, maka pasal 21.5(1(3))dan 21.5(3(4)) berikut ini harus dipenuhi:

a) Gaya aksial berfaktor di BP dapat diabaikan. (OK)b) Bentang bersih BP = 7.050 mm > 4d = 2.354 mm (OK)

c) Lebar/ tinggi = 600 / 650 = 0,92 > 0,3 OKd) Lebar bw = 600 > 250 mme) bw = 600 < lebar kolom + (1,5 x h)

< 1.500 mm

Desain akibat momen lentur

Kesimpulan momen lentur di lantai tingkat 3 berdasarkan kombinasi bebandi rangkum di Table 9-13. Besarnya momen akibat beban gravitasi diambil dari

Tabel 9-8 dan momen akibat beban gempa diambil dari Tabel 9-3.


22/38

Tabel 9-13. Kesimpulan momen lentur untuk desain BP B5C5 lantai 3

Dalam Tabel 9-14 tercantum kebutuhan penulangan BP C5 D5 tersebut dankolom 5 mencantumkan pula kuat momen lentur (Mn) untuk masing-masingpotongan.

Tabel 9-14. Kesimpulan kebutuhan penulangan BP C5 D5 di lantai 3

Catatan:

As D19 = 283,5 mm2 As min = 1240,1 mm2As max = 8857,5 mm2

Selanjutnya perlu dikontrol pula pemenuhan ketentuan-ketentuanberikut ini:

a. Pasal 21.5 (2(2)) : Kuat momen positif terpasang di muka kolom > 50 %kuat momen negatif, ini di penuhi karena M+ = 277,28 > 0,5 x M- = 275,6.Diujung bentang

tengah syarat ini juga di penuhi OK.b. Pasal 21.5 (2(2)) : Di tiap potongan sepanjang balok tidak boleh ada kuat

momen positif maupun negatif yang kurang dari kuat momen max = x 551,22 =137,8. Tiap potongan terpasang 5 19 = 1.417,5mm2 ini ekivalen dengan kuatmomen sebesar277,28 KNm > 137,8KNm OK.

c. Pasal 21.5 (2(1)) : Tiap potongan baik di sisi bawah maupun atas harus ada2 batang tulangan. Ini di penuhi pula oleh tulangan min 5 19 tersebut di atas.d. Pasal 21.7 (2(3)) : Bila tulangan langitudinal menembus HBK, maka h atau d =588,5 mm > 20 db = 380 mm OK.


23/38

Disain Tulangan Geser Balok Perangkai.

Sebagaimana di atur oleh Pasal 21.5 (4),gaya geser rencana Ve harus di

tentukan dari peninjauan gaya statik pada bagian komponen struktur antara duamuka tumpuan. Momen Mpr dengantanda berlawanan dianggap bekerja pada muka-muka tadi dan komponen struktur tersebut di bebani penuh beban gravitasiterfaktor. Penting untuk di perhatikan, Ve harus dicari dari nilaiterbesar akibatbeban gempa arah ke kanan dan ke kiri.

Mpr harus di hitung dari tulangan terpasang dengan tulangan tarik1,25 fy dan faktor reduksi = 1,0. Rumus berikut boleh dipakai untukmenghitung Mpr.

=(1,25)( 2) = (1,25)0.85 Untuk kasus balok di bentang ujung oleh arah gempa kekanan akan dihasilkan

momen Neg (Mpr-) sebagai berikut:

Tulangan terpasang = As =11 19 = 3.118,5 mm2

= (1,25)0.85 = 3.118,51,25 4000.85 30 600 =101,92=(1,25)( 2)=3118,5(1,25400)(588,5 , )=838,16

Dengan cara yang sama, untuk bentang ujung ini, dihasilkan momen positif(Mpr+) berdasarkan tulangan terpasang 5 19 =1.417,5 mm2sebesar 400,68 kNm.Gambar 9-5 memberi ilustrasi perhitungan Ve untuk balok perangkai C5-D5 dibentang ujung pada tingkat 3. selain ditunjukkan pengaruh beban gravitasi,ditunjukkan pula besar Mpr negatip dan positip dari gempa arah kanan dan kiri.Dapat diamati bahwa Ve selalu lebih besar dari Ve hasil analisa struktur.


24/38

Gambar 9-5 Desain tulangan geser BP C5 B5

Biasanya kuat geser ditahan oleh beton (Vc) dan tulangan dalam bentuktulangan transversal. Namun pada komponen struktur penahan SPBL berlakuketentuan Pasal 21.5.(4(2))yang menyatakan Vc = 0 apabila

a. Gaya geser akibat gempa saja (yaitu akibat Mpr) > 0,5 total geser(akibat Mpr + beban gravitasi) dan

b. Gaya aksial tekan ld = 1,03 m jadi panjang 6 19 dipasang sepanjang 3,0 mdari muka kolom. Perlu diamankan pula bahwa penghentian tulangan ini tidak boleh

dilakukan di daerah tarik kecuali kondisi pasal 14.10(5) dipenuhi. Dalam kasus ini,titik balik momen kira-kira berada 4.770 mm dari muka kolom > l= 3.000 mm jadiberarti tempat penghentian berada di daerah tarik. Menghadapi 2 pilihanpengamanan tersebut di Pasal 12.10 (5(1)) atau 12.10 (5(2)), dicoba dulu solusi

pilihan pertama, yaitu kemungkinan Vn dari tul. geser terpasang lebih besar

dari gaya geser berfaktor Vu.23 = 23 .0,75( ) = 23 0,75. . 6

= 0,75

,..,

600 590,5

= 367,2kN > Vu =136,63 kN (pada jarak 3m)

karena > Vu maka penghentian 6 19 boleh dilakukan padal = 3,0 m dari muka kolom.

Jarak pemutusan tulangan dari arah tumpuan kiri dengan cara yang sama diatas, diperoleh sebesar 3,0 m

Gambar 9-5. Detail penulangan Balok Perangkai

9.5.4 Desain kolom

Bab ini memberikan prosedur desain kolom A4 diantara lantai 2 dan 3.Mengingat kolom ini bukan merupakan SPBL, maka desain harus memenuhi syarat-syarat tersebut di Pasal 21.9. Kesimpulan bebanbeban yang bekerja pada kolomA4 ini dapat dilihat di table 9-15. Perlu diketahui bahwa kolom-kolom di SRG initidak terkena Ps 15.5, yaitu kolom yang terkena pengaruh beban orthogonal.

Tabel 9-15 Kesimpulan beban aksial dan momen lentur pada kolom


28/38

A4 antara lantai tingkat ke-2 dan ke-3

*) Lihat Tabel 9-7+) Lihat Tabel 9-5

Berdasarkan kombinasi beban di Tabel 9-15, maka kolom A4 ini cukup diberi

tulangan memanjang sebanyak 1619 (= 1,26%). Gambar 9-6 hasil dari PCACOL,menunjukkan diagram interaksi kolom ini.

Gambar 9-6. Diagram interaksi desain kolom A4 diantara lantaitingkat 2 dan 3

Desain kolom ini harus memenuhi syarat-syarat tersebut di Pasal29.9(2) berikut ini:

a. Apakah kombinasi beban tersebut di Tabel 9-15 lebih kecil dari 1,2D +1,6L. Bila betul berlaku Pasal 23.9(2(1)) s/d 23.9(2(3)).

b. Bila kombinasi beban tersebut di Tabel 9-15 lebih besar dari 1,2D + 1,6L,maka berlaku Pasal Pasal 23.9(3(1)) s/d 23.9(3(3)).

Pada contoh ini:


29/38

Kuat momen rencana akibat beban gravitasiMu = 1,2 x 56,83 + 1,6 x 21,74 = 102,98 kNm

Beban aksial berfaktor:Pu = 1,2 x 1.943,24 + 1,6 x 259,20 = 2.735,81 kN

Mengingat Mu = 102,98 < 338,82 kNm (Tabel 9-15) danPu = 2.735,81 < 3.196,45 kN

maka desain kolom harus memenuhi Pasal 23.9(3) yaitu seperti dilakukan berikutini.

Tulangan PengekanganSesuai Pasal 21.6.4(4), tulangan pengekangan harus dihitung oleh rumus (21-5)

Ash = 0,09 (s hc fc/ fyh) = 0,09 (100 x 468 x 30/ 400) = 315,9 mm2dimana s diambil yang terkecil dari:

x 600 mm = 150 mm6 x . = 6 x 19 = 114 mm100 mm

sementara pakai 312 (As = 339 mm2) dengan s = 100 mm

Pengekangan ini dipasang sepanjang lo dari HBK, yaitulo h = 600 mm

1/6 ln = 475 mm

450 mmambil lo = 600 mmTulangan transversal untuk geser

Sesuai Pasal 23.4(5), gaya geser rencana Ve untuk kolom ini harusditentukan menggunakan gaya-gaya pada muka HBK yaitu momen maksimum Mpr.

Hasil ini tak boleh kurang dari Vu hasil dari analisa struktur.Secara konservatif Mpr ditentukan sebesar momen balans dari diagram interaksidi Gambar 9-7 yaitu 964 kNm.


30/38

Gambar 9-7 Diagram interaksi untuk desain kolom A4 dengan =1

Dengan demikian gaya kuat geser di ujung kolom akibat momen lentur darimasing-masing ujung kolom ini adalah:

Ve = = . =676,5

Gaya geser akibat beban gravitasi dihitung sbb.:

VD

=MD

= ,

, = 79,76

VL= = ,, = 30,51 MD dan ML diambil dari Tabel 9-7 MDDari Tabel 9-5, gaya geser akibat deformasi kompatibilitas (VE) = 135,97

kN. Dengan kombinasi beban tersebut di Pasal 23.9(2), gaya geser terfaktoradalah:

Vu = 1,2D + 0,5L + E

= 1,2 x 79,76 + 0,5 x 30,51 + 135,97= 246,94 kN < V akibat Mpr

Untuk komponen yang kena beban aksial berlaku Vc (Pasal 11.2(1(2)):

Vc = 0,171 .= 0,171 ., 30600.538,5= 295 KNKuat geser tulangan dengan 2 kaki begel 12, s = 150 mm

Vs =..

=

,

= 324,54 KN

kontrol apakah Vs 0,68..= 1.179,8 KN pasal 11.4.7.8 (OK)


31/38

Vs 0,33..= 589,9 KN pasal 11.4.5.3 (OK)Bila Vs = 0,33..dilampaui maka sesuai pasal 11.4.5.3 s harus dibuat separuhnyayaitu < d/4 = 134,6 mm

kontrol Vn = (Vs + Vc) = 0,75 x (324,54 + 295)

= 464,65 KN < Ve = 676

Dibaca tulangan Begel 3 kaki 12 dengan jarak s = 120 mm

Vs =.. = , = 608,51 KN

Vn = (Vs + Vc) = 0,75 x (608,51 + 295,0)

= 677,63 KN < Ve = 676,5 KN (OK)

Namun Vs = 608,51 > 589,9 kN, ini boleh karena s = 120 < 134,6 mmJadi tulangan geser diambil 3 kaki 12 dengan jarak s = 120 mm

Bandingkan ini dengan kebutuhan tulangan confinement (Ash),kemudian pakai tulangan transversal yang lebih banyak, jadidigunakan 3 12 dengan s = 100 mm, yang sekaligus memenuhi pulasyarat Pasal 7.10.(5.(3)

Sambungan Tulangan Vertikal Kolom

Sesuai Pasal 12.2(3) panjang sambungan lewatan tulangan 312

dari kolom A4 ini harus dihitung dengan rumus:

ld = , db

= = = 1

C =(+) = 59,63Ktr =

+ = 3,15 2,5 diambil 2.5 (max)Jadi:

ld = , db = = , ,= 26,3


32/38

ld = 26,3 x 19 = 499,7 mm

Sesuai Pasal 21.5(2(4)) sambungan lewatan harus diletakan di tengahpanjang kolom dan harus dihitung sebagai sambungan tarik. Dari

Gambar 9-6 dapat diperkirakan bahwa akibat kombinasi bebanberfaktor dengan beban gempa akan terjadi fs > 0,5fy, jadisambungan lewatan ini termasuk kelas B (Pasal 12.17(2(2)) yang

panjangnya harus 1,3 ld = 649,61 mm 650 mm.Detail penulangan kolom tengah dapat dilihat di Gambar 9-8.

Gambar 9-8 Detail Penulangan Kolom

9.6 Desain Dinding Struktural

Sebagai prasyarat untuk desain Dinding Struktural Beton Khusus (DSBK),perlu dipastikan bahwa kelelehan tulangan lentur yang terjadi di dasar DS (sebagaisendi plastis), benar-benar merupakan penentu kekuatan dan selanjutnya dibuatberdeformasi secara inelastis sehingga DS ini mampu memencarkan energi gempake seluruh sistem struktur. Untuk mewujudkan prinsip desain kapasitas yangfundamental ini, desain DS dilakukan dengan 5 ketentuan di bawah ini:

a). Dengan beban lentur + axial terfaktor, anggap potongan dasar DSsebagai kolom pendek dengan syarat penulangan longitudinal diujung dan di badan DS memenuhi syarat-syarat di Pasal 21.9(2)

b). Pastikan tidak terjadi kegagalan oleh tegangan tarik dan tekandiagonal oleh beban geser dengan pengamanan berturut-turutsesuai Pasal 21.9(4(1)) dan 21.9(4(4)).


33/38

c). Amankan regangan dinding yang melampaui nilai kritis denganpengadaan komponen batas, dengan analisis sesuai Pasal21.9(6(2)) atau 21.9(6(3)).

d). Jamin kemampuan daktilitas DS dengan detailing komponen

batas sebagaimana tersebut di Pasal 21.9(6(4)) butir a s/d e.e). Bila tidak dituntut pengadaan komponen batas, maka

penempatan TT harus mengikuti Pasal 21.9.(6(5)).

9.6.1 Pengaruh kombinasi beban

Kesimpulan gaya desain di dasar DS B5 C5 dapat dibaca di Tabel 9-16 (lihat Tabel 9-3 dan 9-10)

Tabel 9-16. Kesimpulan beban axial, momen dan gaya geser berfaktorpada dasar Dinding Struktural B5 C5

9.6.2 Gaya geser rencana

Sedikitnya harus dipakai 2 lapis tulangan bila gaya geser di dalambidang dinding diantara 2 komponen batas melebihi 1/6. Acv. fcdimana Acv adalah luas netto yang dibatasi oleh tebal dan panjang

penampang dinding (Pasal 21.9(2(2)):Vu = 4.488,1 kN > 0,17.Acv. .= 0,17x (300 x 8.950)x 1 x.30 = 2.450 kN (OK)Jadi diperlukan 2 lapis tulangan di dinding ini.

Dan harus diatur bahwa rasio tulangan di arah vertikal dan horizontal harustak boleh kurang dari 0,0025 dan s 450 mm (Pasal 21.9(2(1)) Batas kuat geserDS sesuai Pasal 23.6(4(4) adalah sebesar:

2/3 Acv.

= 0,55 x 2/3 x (300 x 8.950) x

30= 5.383 kN


34/38

Nilai diambil sebesar 0,6 karena kuat geser nominal yang diperoleh darikuat lentur nominal komponen lebih kecil dari batas kuat geser (Pasal 9.3.3). Dapatdilihat di bawah ini, bahwa (lihat Tabel 9-16) kuat geser nominal = 4.488,1 < bataskuat geser = 5.383 KN.

Berpedoman pada Pasal 21.9(4(1), karena = . = 3 , 2 4 > 2, maka kuatgeser nominal Vn untuk DS ini tidak boleh lebih dari Vn = . .dimana n adalah rasio luas tulangan geser terhadap luas bidangyang tegak lurus Acv.Dengan memakai tulangan geser terpasang 2 12 (As =113 mm2) dan s = 120 mmmaka akan diperoleh nilai n = 2 x 113/ 300 x 120 = 0,0063Vn = 0,55 (300 x 8.950) [(1/6)30+ 0,0063 x 400]

= 5.069 kN > Vu = 4.488,1 (OK)

Bila < 2,0 maka rasio tulangan vertikal (v) harus tidak boleh lebihkecil dari n (lihat Pasal 23.6(4(3)). Mengingat = 3,24 (Pasal21.9.(4.(3)), rasio tulangan minimum harus dipakai. Jadi tulangan vertikal didinding perlu 0,0025 x 300 x 1.000 = 750 mm2/ m

Bila dipakai 2 lapis tulangan 12 (As = 226) dan s = =301 mm < s yang

diijinkan = 450 mm. Jadi dipakai 2 lapis 12 mm tulangan vertikal dengan s = 300mm.

9.6.3 Desain komponen batas.

Pasal 21.9(6(2))menentukan DS perlu komponen batas bila:

c .128)Untuk menghitung c, perlu didesain lebih dahulu kebutuhan tulangan vertikal

DS yang kedua ujung memiliki komponen berukuran 950 x 950 mm terlebih dahulu.Diagram interaksi di Gambar 11-9 ternyata menunjukkan DS dapat menampungkombinasi beban tersebut di Tabel 9-9 dengan pemasangan 36 30 pada

komponen 950 x 950mm2 dan 2 lapis 12 s = 300 pada dinding struktural, jadi = 1,44%.

Nilai c ditentukan konsisten dengan terjadinya u(idem m) dan harusdiperoleh dari dua kombinasi beban axial tersebut di Tabel 9-17 yang bekerjabersamaan dengan momen nominal maksimum (Mn). Dua beban aksial itu adalah:Pu = 1,2D + 0,5L danPu = 0,9D

Mn dari masing-masing beban aksial berfaktor ini diperoleh dengan bantuandiagram interaksi Gambar 9-10 yang dibuat dengan bantuan program computer


35/38

PCACOL untuk DS dengan tulangan tersebut di atas, namun dengan = 1 dan fs =fy, telah menghasilkan untuk beban aksial:Pu = 1,2 D + 0,5 L = 1,2 x 6.868 + 0,5 x 1.420,8 = 8.952 kN danmomen nominal sebesar

Mn = 129.621,9 kN m

Untuk kombinasi Pu dan Mn ini, program komputer tersebut memberikan c

terbesar yaitu = 819 mm, yang ternyata lebih kecil dari

() = (,)= 2.130 mm (nilai / hw tidak boleh lebih kecil dari 0,007),jadi DS ini tidak perlu komponen batas.

Contoh ini menunjukkan c = 819 mm yang rendah sehingga tidak sampai

menuntut komponen batas. Suatu indikasi bahwa beban aksial pada DS ini relatifkecil

Gambar 9-9. Diagram interaksi desain kekuatan DS B5-C5


36/38

Gambar 9-10. Diagram Pn - Mn untuk DS B5-C5

Perhitungan di bawah ini hanya dimaksudkan memberi ilustrasi biladiperlukan detailing pada komponen batas yang panjangnyadianggap 950 mm.

Sesuai Pasal 21.6 (4 (4):

Ash > 0,09 (s hc fc/ fyh) =- Di komponen batas dengan jarak s = 6 db = 6 x 30 = 180 mm,namun digunakan s = 130 mm (maximum 150 mm)= 0,09 x 130 x (950 2x40 12) x 30/ 400= 752 mm2 (dipakai 7 12, As = 791 mm2)

Untuk memenuhi ini dan juga Pasal 7.10.(5)perlu dipasang TT 7 12 (As =791 mm2) dalam bentuk 2 pasang sengkang tertutup + 3 tulangan pengikat di arahx dan 5 tulangan pengikat di arah y dari KomponenBatas ini.Detail tulangan ujung DS diperlihatkan di Gambar 9-11


37/38

Gambar 9-11 Detail tulangan Dinding Struktural B5-C5

Namun demikian pada DS yang tidak perlu KB harus memenuhi Pasal21.9(6(5)),bila:

> ,dan > Dalam kasus desain di atas = , =0,0282> danVu = 4.488,1 kN


38/38

ii) Jarak semua TT di arah vertical = 200 mm.

Jadi diperlukan pada arah pengekangan x 2 sengkang tertutup (adan b) + 3 tulangan pengikat dan di arah pengekangan y dipasang 5 tulangan

pengikat (d), semuanya berdiameter 10 mm, dengan jarak vertikal s = 200 mm.

sistem rangka gedung fix

Documents