Spln Pondasi Tower Transmisi.pdf 1n5j4y

0 dapat diinterpolasi dari dua kurva Ns antara dengan nilai Df/Bf=0. Sebagai contoh: 1. Pondasi yang terletak di atas lereng pada tanah kohesif (ϕ =0) dengan; C =10 t/m2 Ƴ = 2 t/m3 Bf = 4 m b=2m Hs = 20 m β = 60° Df = 4 m 22

SPLN T5.008: 2015

Karena Bf < Hs, maka Ns = 0 Untuk β = 60°, b/Bf=0.5 dan Df/Bf=1, dari grafik Gambar 10(a) didapatkan Ncq= 5.6 Sedangkan faktor daya dukung tanah kohesif pada tanah datar (β = 0°) Pada Gambar 10(a) adalah Nc= 7 Sehingga daya dukung pondasi diatas lereng tersebut harus dikoreksi menjadi 5.6/7 atau 0.8 dari daya dukung pada tanah datar. Apabila b = 4 m, maka b/Bf =1 maka Ncq = 5.5 sehingga faktor daya dukung meningkat menjadi 6/7 atau 0.86. Daya dukung tidak dipengaruhi oleh geometri lereng apabila b/ Bf ≥3 atau tepi pondasi b berjarak sama atau lebih besar dari 12 meter. 2. Pondasi yang terletak di atas lereng pada tanah kohesif (ϕ =0) dengan; C =10 t/m2 Ƴ = 2 t/m3 Bf = 5 m b=2m Hs = 4 m β = 60° Df = 2.5 m Karena Bf > Hs, maka Ns = (2x4)/10=0.8 Untuk β = 60°, b/Hs=0.5, Df/Bf=0 dan Ns=0, dari grafik Gambar 10(a) didapatkan N cq= 4 Untuk β = 60°, b/Hs=0.5, Df/Bf=0 dan Ns=2, dari grafik Gambar 10(a) didapatkan N cq= 2.6 Sehingga untuk β = 60°, b/Hs=0.5, Df/Bf=0 dan Ns=0.8, diinter[plasi dari kedua harga diatas dan didapatkan Ncq= 3.44. Sedangkan faktor daya dukung tanah kohesif pada tanah datar (β = 0°) untuk Ns=0.8 didapatkan dari interpolasi kedua grafik diatas adalah N cq= 4.4 Sehingga daya dukung pondasi diatas lereng tersebut harus dikoreksi menjadi 3.44/4.4 atau 0.78 dari daya dukung pada tanah datar.

Pada tanah tidak kohesif, faktor daya dukung untuk pondasi diatas lereng adalah N q yang didapatkan dari Gambar 10(c) menggunakan kurva dengan nilai β>0, sedangkan faktor daya dukung untuk pondasi tanpa lereng adalah N q dengan nilai β=0. Untuk nilai 0
9.1.2.2

Letak pondasi pada lereng

Pondasi yang terletak pada lereng ditunjukan pada Gambar 11(a). Untuk tanah kohesif, faktor daya dukung pondasi pada lereng Ncq didapatkan berdasarkan Gambar 11(b), sedangkan faktor daya dukung pondasi pada lereng untuk tanah tidak kohesif N q didapatkan dari Gambar 11(c). Cara interpolasi yang digunakan untuk nilai Ns>0 maupun nilai 0
23

SPLN T5.008: 2015

(a) Geometri

(b) Tanah kohesif ( =0)

(c) Tanah tidak kohesif (c=0)

Gambar 11. Faktor daya dukung pondasi pada lereng

Contoh: 1. Pondasi terletak pada lereng tanah kohesif (ϕ=0) dengan: C =10 t/m2 Ƴ = 2 t/m3 Bf = 4 m; Hs = 20 m; β = 30°; Df = 3 m. Karena Bf < Hs, maka digunakan kurva Ns = 0 Df/Bf=0.75; Pada kurva Df/Bf=0, untuk β=30° didapat N q= 4.1; Pada kurva Df/Bf=1, untuk β=30° didapat N q= 5.8; Sehingga nilai N q untuk Df/Bf=0.75, untuk β=30° adalah 5.4; Pada kurva Df/Bf=0, untuk β=0° didapat N q= 5.14; Pada kurva Df/Bf=1, untuk β=0° didapat N q= 7; Sehingga nilai N q untuk Df/Bf=0.75, untuk β=0° adalah 6.5. Faktor koreksi daya dukungnya adalah 5.4/6.5 atau sama dengan 0.83.

2.

Pondasi terletak pada lereng tanah tidak kohesif (c=0) dengan: ϕ=35°; Ƴ = 2 t/m3 Bf = 4 m; Hs = 20 m; β = 30°; Df = 4 m; 24

SPLN T5.008: 2015

Df/Bf=1; Pada kurva Df/Bf=1, untuk β=30° dan ϕ=30° didapat N q= 25; Pada kurva Df/Bf=1, untuk β=30° dan ϕ=40° didapat N q= 100; Sehingga nilai N q untuk Df/Bf=1, β=35° dan ϕ=35° adalah 62.5; Pada kurva Df/Bf=1, untuk β=0° dan ϕ=30° didapat N q= 60; Pada kurva Df/Bf=1, untuk β=0° dan ϕ=40° didapat N q= 250; Sehingga nilai N q untuk Df/Bf=1, β=0° dan ϕ=35° adalah 155. Faktor koreksi daya dukungnya adalah 62.5/155 atau sama dengan 0.4.

9.1.3 Daya dukung pada tanah kohesif Korelasi empiris untuk daya dukung pondasi pada tanah kohesif adalah : qult = 2 su + D ……………….………………….........…….......………….. (17) Dengan mengabaikan σv , nilai Nkt sebesar 15 serta faktor keamanan daya dukung tanah 3, maka daya dukung ijin pondasi pada tanah kohesi dapat diambil sebesar : qall = (1/20) qc + D/3 ……….…............………………………........…….. (18)

9.1.4 Daya dukung pada tanah tidak Kohesif Metoda langsung yang mengkorelasikan langsung daya dukung tanah tidak kohesif sebagai fungsi linier dari tahanan ujung konus q c yang dinyatakan dengan persamaan oleh Eslaamizaad dan Robertson, 1996 sebagai berikut: qult = KΦ x qc(ave) + D …………...............………...……………….….….........…..….. (19) Dengan: qult = daya dukung ultimit tanah; KΦ = faktor tergantung pada B/D pada Gambar 12; qc(ave) = tahanan ujung konus rata-rata pada kedalaman B di bawah dasar pondasi. Secara umum KΦ dapat diambil harga paling minimum sebesar 0,16 dan dengan faktor keamanan daya dukung tanah sebesar 3, maka daya dukung ijin tanah pondasi menjadi: qall = (1/20) qc(ave) + D/3 ……….…………………….…………………..........……...... (20)

25

SPLN T5.008: 2015

Gambar 12. Korelasi daya dukung

Daya dukung pondasi pada tanah tidak kohesif pada umumnya ditentukan oleh pembatasan penurunan maka untuk nilai konservatifnya diambil sebesar: qall = qc/40 + D/3 …………..……………………..………..................……….. (21)

9.2 Daya dukung aksial tarik pondasi dangkal Daya dukung ultimit aksial tarik pondasi dangkal seperti pada Gambar 13. Daya Dukung Aksial Tarik dengan Metoda Prisma/Kerucut Terpancung adalah sebagai berikut : Tu =Wf + Ws …………………………………….………………..…….......…… (22) Dengan: Tu = Daya dukung ultimit aksial tarik (ton atau kN); Wf = Berat pondasi (ton atau kN); Ws = Berat tanah dalam ruang keruntuhan tanah (ton atau kN). Ws =

t

(V1 – Vo) + 1/6

t

D2 tan Ψ (9 B + 2 D tan Ψ) ………..…………...…. (23)

Dengan: 3 3 t = Berat satuan tanah (ton/m atau kN/m ); Vo = Volume pondasi di bawah permukaan tanah (m3); V1 = Luas dasar pondasi x kedalaman pondasi (m3); D = kedalaman pondasi (m); B = Lebar dasar pondasi (m); Ψ = Sudut prisma/kerucut atau sudut frustum (°) sesuai pada tabel 6. Daya dukung ijin beban aksial tarik pondasi diperoleh dari daya dukung ultimit dibagi dengan nilai faktor keamanan sebesar 2. 26

SPLN T5.008: 2015

Gambar 13. Daya dukung aksial tarik dengan metoda prisma/kerucut terpancung

Tabel 6. Sudut Prisma/Kerucut (Sumber: Guide for Transmission Structure Foundation Design, IEEE Std 691, 1986)

For Foundations Against Well-Compacted Fill Soil Type

Vertical Pressure (psf) A

Quicksand and Alluvial

B

0

C

0

Cone Angel A

0

B

0

0

C 0

Soft Clay

1000

1000

500

5

0

0

Moderately Dry Clay, Clay and Sand

2000

2000

1000

25

20

15

Dry Loam and Clay

3000

3000

1500

25

20

15

Fine Firm Sand

4000

3500

3000

25

15

10

Compact Coarse Sand

5000

4500

4000

25

15

10

Compact Coarse Gravel

8000

8000

8000

30

15

10

Cemented Sand and Gravel

10000

10000

10000

30

20

15

Good Hardpan and Hard Shale

12000

12000

12000

30

25

20

For Foundations Against Undisturbed Natural Ground Soil Type

Vertical Pressure (psf) A B C

A

Cone Angel B C

Quicksand and Alluvial

1000

500

500

0

0

0

Soft Clay

2000

2000

1000

10

5

0

Moderately Dry Clay, Clay and Sand

4000

4000

2000

30

25

20

Dry Loam and Clay

6000

6000

3000

30

25

20

Fine Firm Sand

6000

5000

4000

30

20

15

Compact Coarse Sand

8000

7000

6000

30

20

15

Compact Coarse Gravel

12000

12000

12000

30

20

15

Cemented Sand and Gravel

16000

16000

16000

30

25

20

27

SPLN T5.008: 2015

Good Hardpan and Hard Shale

20000

Condition of Soil :

20000

20000

30

30

30

A– Naturally well-drained B– Subject to periodic flooding of short duration C– Subject to ground water several months of the year

9.3 Stabilitas geser pondasi dangkal Kekuatan geser pondasi berasal dari selisih tekanan tanah pasif dengan tekanan tanah aktif serta dari tahanan geser pada permukaan tanah di dasar pondasi seperti pada Gambar 14 Stabilitas Geser Pondasi Dangkal. Nilai minimum dari faktor keamanan terhadap geseran ditentukan sebesar 1,5. P H Ws

Ws

W f

D

Te

Tf 4 Cu B (a)Tanah Kohesif

P H Ws

W

Ws

f

D Te Tf A t

B

D (Kp – Ka)

(b)Tanah tidak kohesif Gambar 14. Stabilitas geser pondasi dangkal

FK Geser = (Te + Tf)/H ……………………....………………………..................….. (24) Dengan: 28

SPLN T5.008: 2015

P = Beban aksial tekan atau tarik (ton atau kN); H = Beban horizontal (ton atau kN); B = Lebar dasar pondasi (m); D = Kedalaman pondasi (m); Wf = Berat pondasi (ton atau kN); Ws = Berat tanah di atas pondasi (ton atau kN). (a)

Tanah Kohesif:

Te = Tahanan lateral tanah effektif = 4 Cu B D (ton atau kN); Cu = Kohesi tanah tidak terdrainasi = S u (ton/m2 atau kN/m2); Tf = Tahanan geser = (0.2 s/d 0.3)x(Wf+Ws+P) untuk beban aksial tekan (ton atau kN); Tf = Tahanan geser = (0.2 s/d 0.3)x(Wf+Ws-P) untuk beban aksial tarik (ton atau kN). (b) Tanah tidak Kohesif: Te = Tahanan lateral tanah effektif = 0.5 t D2B (Kp – Ka) (ton atau kN); Ka = Koefisien tekanan tanah akktif = tan 2(45°-ϕ/2); Kp = Koefisien tekanan tanah pasif = tan 2(45°+ϕ/2).

9.4 Stabilitas guling pondasi dangkal Faktor Keamanan Guling besarnya tidak boleh kurang dari 2, dimana besarnya momen tahanan guling pondasi pada titik A pada Gambar 14 adalah jumlah perkalian antara gaya-gaya dengan masing-masing lengan momennya, sedangkan momen guling akibat beban terhadap titik A adalah perkalian gaya H dengan lengan momennya terhadap titik A.

9.5 Daya dukung aksial tekan pondasi tiang tunggal Daya dukung tanah untuk pondasi tiang terdiri dari daya dukung aksial tekan, aksial tarik dan lateral. Metoda analisis pondasi tiang dilakukan dengan dua cara yaitu: a. b.

Metoda Statis empiris (metoda langsung) untuk pondasi tiang pancang; Metoda Statis semi empiris (metoda tidak langsung) untuk pondasi tiang bor.

Daya dukung aksial tekan pondasi tiang tunggal dihasilkan oleh dua komponen tahanan tanah yaitu: tahanan / daya dukung ujung tiang dan tahan gesek selimut tiang yang dinyatakan dengan persamaan sebagai berikut: Qult = Qb + Qs …………………………….....……….………………….........……….... (25) Qult = qp Ap + fp As ………………………………..…………………..............………… (26) Dengan: Qult Qb Qs Ap As qp fp

= daya dukung ultimit tiang; = daya dukung ultimit tahanan ujung tiang; = daya dukung ultimit tahanan gesek selimut tiang; = luas potongan penampang ujung tiang; = luas selimut ujung tiang; = tahanan ujung tiang; = tahanan gesek tiang. 29

SPLN T5.008: 2015

Faktor keamanan yang digunakan untuk menghitung daya dukung ijin aksial tekan adalah sebesar 2.5 sampai dengan 3. Daya dukung tarik (uplift) tiang tunggal dihasilkan oleh tahanan gesek selimut tiang dan berat tiang yaitu : Qult = fp As + W p ………….....……..………………………………...………...…… (27) Dengan: W p = berat tiang. Faktor keamanan yang digunakan untuk menghitung daya dukung ijin aksial tarik adalah sebesar 2.

9.5.1 Daya dukung aksial tekan tiang bor beton 9.5.1.1

Daya dukung aksial tekan tiang bor beton pada tanah kohesif

Dengan menggunakan asumsi sebagai berikut: - kondisi tanah tidak terdrainase atau tekanan total maka C = C u = su; - sudut geser dalam tanah ϕ = 0. Daya dukung aksial tekan pondasi tiang bor beton adalah : Qult = qp Ap + fp As ............................................................................................ (28) Qult = su Nc Ap + α su As ................................................................................... (29) Dengan: Su = kuat geser tanah tak terdrainase = (q c - σv)/Nkt; Nkt = 20; Nc = faktor daya dukung pondasi dalam dari Meyerhof, 1976 = 9 (Gambar 15); α = faktor adhesi dari Kulhawy, 1991 seperti pada Gambar 16. Maka daya dukung ultimit aksial tiang bor beton adalah: Qult = (9/20) (qc - σv) Ap + α su As …………………………….…...........…….… (30) Qult = (3/20) (qc - σv) Ap + (1/3) α su As ……………………….…............…..… (31)

30

SPLN T5.008: 2015

Gambar 15. Faktor daya dukung pondasi dalam (Meyerhof, 1976)

Gambar 16. Faktor adhesi kulhawy, 1991

9.5.1.2

Daya dukung aksial tekan tiang bor beton pada tanah tidak kohesif

Dengan menggunakan asumsi sebagai berikut: -

Tanah dalam kondisi terdrainase atau tegangan effektif maka Φ = Φ‟; Kohesi tanah, C = 0. 31

SPLN T5.008: 2015

Qult = qp Ap + fp As ………….......………………………………………….....….......…. (32) Dengan: qp = σ‟p Nq; σ‟p = tekanan tanah efektif pada kedalaman ujung tiang; Nq = faktor daya dukung pondasi dalam dari Meyerhof, 1976; fp = Ko σ‟z tan Φ‟; Ko = koefisien tekanan tanah at rest pada kedalaman z; σ‟z = tekanan tanah efektif pada kedalaman z; Φ‟ = sudut geser dalam efektif tanah.

9.5.2

Daya dukung aksial tekan tiang pancang

9.5.2.1

Daya dukung aksial tekan tiang pancang pada tanah kohesif

Menggunakan metoda Schmertmann – Notingham, 1975: Qult = qp Ap + fp As ……………………………............……………………...........…….. (33) Dengan: qp = 0.5(qc1 + qc2); qc1 = qc rata-rata pada 0.7 D di atas ujung tiang sampai dengan 4 D di bawah ujung tiang; qc2 = qc rata-rata pada 8 D di atas ujung tiang; f p = αc ; αc = faktor reduksi tanah lempung sesuai Gambar 17.

32

SPLN T5.008: 2015

Gambar 17. Faktor koreksi gesekan selimut tiang (sumber: Nottingham, 1975)

9.5.2.2

Daya dukung aksial tekan tiang pancang pada tanah tidak kohesif

Prosedur sama dengan pada tanah kohesif tetapi dengan batasan sebagai berikut: qp ≤ 100 kg/cm2 untuk tanah pasir; qp ≤ 75 kg/cm2 untuk tanah pasir kelanauan.

9.6 Daya dukung aksial tarik (Uplift) tiang tunggal Daya dukung aksial tarik pondasi tiang tunggal dinyatakan sebagai: Tult = Tsf + W p ……………………………..............………….....….…....………. (34) Dengan: Tult = Daya dukung ultimit aksial tarik; 33

SPLN T5.008: 2015

Tsf = Tahanan gesek ultimit; W p = Berat tiang.

9.6.1

Daya dukung aksial tarik tiang tunggal pada tanah kohesif

Tahanan gesek ultimit tiang tunggal pada tanah kohesif diperkirakan dengan rumus (Das and Seeley, 1982): Tsf = L p α‟ Cu ……………..........…………………………………....…..………. (35) Dengan: L = panjang tiang; P = Keliling tiang; α = faktor adhesi untuk kapasitas tarik sesuai Tabel 7 Faktor Adhesi Kapasitas Tarik; Cu = Kohesi tanah tidak terdrainasi.

Tabel 7. Faktor Adhesi Kapasitas Tarik

Jenis Tiang

Faktor Adhesi ‟ = 0.9 – 0.00625 Cu

Tiang Bor

(Cu

80 kPa)

‟ = 0.4 (Cu > 80 kPa) ‟ = 0.715 – 0.0191 Cu Tiang Pipa

(Cu

27 kPa)

‟ = 0.2 (Cu > 27 kPa)

9.6.2 Daya dukung aksial tarik tiang tunggal pada tanah tidak Kohesif Tahanan gesek ultimit tiang tunggal pada tanah kohesif diperkirakan dengan persamaan: Tsf = Dengan: fu Ku σ‟v δ Φ

…………………………...........…………....……..………….. (36)

= Tahanan gesek tarik selimut = K u σ‟v tan δ sesuai Gambar 18 Distribusi Tahanan Gesek; = Koefisien tarik dari Gambar 19 Koefisien Tarik; = Tegangan vertikal efektif; = Sudut geser antara tiang dengan tanah dari Gambar 20 Sudut Geser Tiang-Tanah & Lcr; = sudut geser dalam; 34

SPLN T5.008: 2015

Lcr = Kedalaman kritis sesuai Gambar 20 Sudut Geser Tiang-Tanah & Lcr. Dr = Derajat kepadatan relatif

Gambar 18. Distribusi tahanan gesek

Gambar 19. Koefisien tarik

35

SPLN T5.008: 2015

Gambar 20. Sudut geser tiang-tanah

Apabila L ≤ Lcr dan muka air tanah terletak di atas dasar tiang, maka: ……………………………….…….................…….. (37)

Tsf =

Apabila L ≤ Lcr dan muka air tanah terletak di bawah dasar tiang, maka: Tsf = 0.5p

t

L2 Ku tan δ ……………………………………………...…........… (38)

Apabila L ≥ Lcr, maka: Tsf = 0.5p

t

Lcr2 Ku tan δ + p

t

Lcr Ku tan δ (L - Lcr) ………….….…..........…. (39)

36

SPLN T5.008: 2015

9.7

Geseran negatif selimut tiang tunggal

Pondasi tiang yang berada dalam tanah timbunan (tanah lempung/lanau kompresibel atau pasir lepas) atau terjadi penurunan muka air tanah yang besar, maka penurunan lapisan tanah yang terjadi dapat menyebabkan tiang terseret ke bawah. Gaya gesek ke bawah pada tiang ini disebut sebagai gesekan negatif (negative skin friction). Gaya gesek negatif berdasarkan metoda Beta Garlenger adalah:

Pn =

σ‟vi p hi …………………………………………………..........…. (40)

Dengan: Β = Koefisien gesek tiang dengan tanah sesuai Tabel 8 Nilai β untuk Jenis-jenis Tanah; ‟ σ vi = Tegangan tanah efektif lapisan i; hi = Tebal lapisan i; p = Keliling tiang; m = jumlah lapisan tanah.

Tabel 8. Nilai β untuk Jenis-jenis Tanah (Garlenger, 1973)

Jenis Tanah

β

Lempung

0.20 – 0.25

Lanau

0.25 – 0.35

Pasir

0.35 – 0.50

9.8 Daya dukung aksial kelompok tiang Daya dukung aksial kelompok tiang dipengaruhi oleh jarak antar tiang, untuk itu disyaratkan jarak minimum antara tiang antara 2 D sampai dengan 3 D dimana D adalah diameter tiang.

9.8.1 Daya dukung aksial tekan kelompok tiang pada tanah kohesif Daya dukung kelompok tiang pada tanah kohesif ditentukan oleh nilai terendah antara perjumlahan daya dukung tiang tunggal yang dihitung pada 9.5.1 atau 9.5.2 dengan daya dukung yang didasarkan pada keruntuhan kelompok tiang sebagai pondasi blok seperti pada Gambar 21 Kelompok Tiang sebagai Pondasi Blok.

37

SPLN T5.008: 2015

Gambar 21. Kelompok tiang sebagai pondasi blok

Daya dukung aksial tekan blok kelompok tiang dengan ukuran panjang L, lebar B dan kedalaman D adalah (Tomlinson, 1994): Qult = 2 D (B + L) Cur + 1.3 Cub S Nc B L ……………..………………...…….... (41) Dengan: Cur = Kohesi tanah rata-rata sepanjang L; Cub = Kohesi tanah pada kedalaman L; S = Faktor bentuk pondasi blok sesuai Gambar 22 Faktor Bentuk Pondasi Blok; Nc = Faktor daya dukung pondasi blok sesuai Gambar 23 Faktor Daya Dukung Pondasi Blok.

Gambar 22. Faktor bentuk pondasi blok (Meyerhof-Skempton, Sumber: Tomlinson, 1994)

38

SPLN T5.008: 2015

Gambar 23. Faktor daya dukung pondasi blok (Meyerhof, Sumber: Tomlinson, 1994)

9.8.2 Daya dukung aksial tekan kelompok tiang pada tanah tidak kohesif Perbandingan antara daya dukung kelompok tiang dengan perjumlahan daya dukung tiang tunggal disebut sebagai faktor efisiensi kelompok tiang. Efisiensi kelompok tiang ini hanya digunakan untuk tanah pasir dengan tahanan gesek sebagai komponen utama daya dukungnya. Efisiensi kelompok tiang diperkirakan dengan menggunakan persamaan Bowles (1982) :

Eg =

……………………………………………...............…….. (42)

Dengan: Eg = Faktor efisiensi kelompok tiang; D = Diameter atau lebar tiang tunggal; P = Keliling tiang tunggal; m = Jumlah tiang pada sisi lebar kelompok tiang; n = Jumlah tiang pada sisi panjang kelompok tiang. Daya dukung aksial tekan kelompok tiang = E g x Jumlah daya dukung tiang tunggal.

39

SPLN T5.008: 2015

9.8.3 Daya dukung aksial tarik kelompok tiang Daya dukung aksial tarik kelompok tiang untuk tanah kohesif ditunjukan pada Gambar 24 Keruntuhan Tarik Blok Kelompok Tiang pada Tanah Kohesif yang besarnya adalah: ……….....…….....…………………………..…….. (43)

Gambar 24. Keruntuhan tarik blok kelompok tiang pada tanah kohesif

Untuk tanah tidak kohesif, digunakan prinsip sama dengan tanah kohesif tetapi bentuk keruntuhan blok ditunjukan dengan Gambar 25 Keruntuhan Tarik Blok Kelompok Tiang pada Tanah tidak Kohesif.

Gambar 25. Keruntuhan tarik blok kelompok tiang pada tanah tidak kohesif

9.9 Daya dukung lateral dan defleksi pondasi tiang tunggal Metoda yang dapat digunakan dalam analisis pondasi tiang terhadap beban lateral adalah: a Metoda Broms Digunakan untuk menghitung beban lateral ultimit pada lapisan tanah yang homogen (seragam) kohesif tidak terdrainasi atau homogen (seragam) tidak kohesif;

40

SPLN T5.008: 2015

b Metoda Brinch – Hansen Digunakan untuk menghitung beban lateral ultimit pada tanah seragam maupun tanah berlapis dengan parameter kohesi dan sudut geser dalam; c Metoda Reese - Matlock Digunakan untuk menghitung beban ultimit atau beban ijin berdasarkan defleksi tiang yang diijinkan serta dapat memperhitungkan beban momen selain beban lateral.

9.9.1 Klasifikasi tiang Pondasi tiang dibedakan menjadi tiang pendek (kaku) dan tiang panjang (elastic) yang ditentukan oleh nilai perbandingan antara panjang tiang dengan kekakuannya. Kekakuan tiang untuk tanah lempung/kohesif terkonsolidasi lebih (overconsolidated) adalah:

………………………………………………………..……...…….. (44)

Dengan: R = Faktor kekakuan tiang (m); E = Modulus elastisitas tiang (kN/m2); I = Momen inersia tiang (m4); B = Diameter atau lebar tiang (m); k = k1 = Modulus reaksi subgrade tanah (kN/m3) sesuai Tabel 9 Hubungan k1 dengan Cu.

Tabel 9. Hubungan k1 dengan Cu (Sumber: Tomlinson, 1994) Consistency Undrained shear strength (Cu) kN/m Range of k1 MN/m

Firm to stiff 2

3

Stiff to very stiff

Hard

50 - 100

100 - 200

>200

15 - 30

30 - 60

>60

Pada tanah lempung/kohesif terkonsolidasi normal dan tanah pasir/tidak kohesif, nilai modulus reaksi subgrade tanah umumnya meningkat secara linier terhadap kedalaman, sehingga faktor kekakuan dinyatakan dengan:

T=

…………………………….........………………….…...….………… (45)

Dengan: T = Faktor kekakuan tiang (m); 41

SPLN T5.008: 2015

E = Modulus elastisitas tiang (kN/m2); I = Momen inersia tiang (m4); ηh = Modulus variasi tanah (kN/m3) sesuai kurva Reese et.al pada Gambar 26 Hubungan Modulus Variasi (η h) dengan Derajat Kepadatan Tanah (DR) untuk tanah pasir atau Tabel 10 Modulus Variasi Tanah Kohesif. Tabel 10. Modulus Variasi Tanah Kohesif (Sumber: Tomlinson, 1994)

Kisaran ηh (kN/m3)

Jenis Tanah - Lempung terkonsolidasi normal

350 - 750

- Lanau organis

150

Gambar 26. Hubungan modulus variasi (ηh) dengan derajat kepadatan tanah (Dr)

Kriteria klasifikasi tiang dinyatakan dalam perbandingan panjang tiang terhadap faktor kekakuannya (modulus tanah) seperti pada Tabel 11 Klasifikasi Tiang di bawah ini: Tabel 11. Klasifikasi Tiang (Sumber: Tomlinson, 1994) Jenis Tiang

Modulus Tanah

Pendek (kaku)

L ≤ 2T

L ≤ 2R

Panjang (elastis)

L ≥ 4T

L ≥ 3.5R

42

SPLN T5.008: 2015

9.9.2 Metoda Broms Broms (1965) mengembangkan metoda sederhana untuk menghitung daya dukung ultimit beban lateral tiang dengan menggunakan anggapan/asumsi sebagai berikut: 1. Pada tiang pendek, keruntuhan terjadi pada tanah berupa keruntuhan geser; 2. Pada tiang panjang, tahanan pasif tanah sangat besar sehingga keruntuhan terjadi pada lenturan tiang yang ditentukan oleh tahanan leleh plastis dari penampang tiang; 3. Sifat tanah homogen kohesif atau tidak kohesif.

9.9.2.1 Tiang Pendek Pada tanah kohesif yang tidak terdrainasi atau dengan pembebanan jangka pendek (short term loading), tekanan tanah dan diagram momen lentur tiang digambarkan seperti pada Gambar 27 Reaksi Tanah dan Bidang Momen Tiang Tanah Kohesif dimana reaksi tanah dianggap tidak terjadi pada daerah susut sedalam 1.5 B.

Gambar 27. Reaksi tanah dan bidang momen tiang tanah kohesif

Dari gambar tersebut diatas untuk kondisi kepala tiang bebas, gaya geser tiang sama dengan nol apabila Hu sama dengan 9 Cu B f atau: f = Hu/(9 Cu B) ………………………………………………..................................….. (46) dengan: f = kedalaman gaya geser nol; Hu = Daya dukung lateral ultimit; Cu = Kohesi tanah tidak terdrainasi. 43

SPLN T5.008: 2015

B = Lebar atau diameter tiang Momen maximum pada tiang terjadi pada gaya geser nol, maka dengan mengambil momen pada titik gaya geser nol tersebut, didapat: Mmax = Hu (e + 1.5 B + 0.5 f) …………………………………........….…. (47) Gaya-gaya horizontal pada system Gambar 27(a) berada dalam keadaan setimbang, maka reaksi atau tekanan tanah dibawah titik gaya geser nol mempunyai resultante gaya sama dengan nol atau tekanan tanah sebelah kiri tiang adalah sama dengan tekanan tanah sebelah kanan tiang. Sehingga momen maximum tiang dapat dinyatakan dalam persamaan: Mmax = 2.25 Cu B g2 …………….………..…………………..…...………. (48) Dengan analogi yang sama dengan diatas, maka untuk tiang pendek kepala terjepit, gaya geser nol dan momen nol terletak pada dasar tiang, sehingga Mmax didapatkan: Mmax = 4.5 Cu B (L2 – 2.25 B2) ………………….…………...…..………. (49) Untuk memepermudah perhitungan, daya dukung ultimit lateral tiang pendek tunggal pada tanah kohesif dihitung dengan menggunakan kurva pada Gambar 28 Daya Dukung Lateral Ultimit Tiang Pendek pada Tanah Kohesif.

Gambar 28.. Daya dukung lateral ultimit tiang pendek pada tanah kohesif Sumber: Tomlinson, 1994

44

SPLN T5.008: 2015

Sedangkan daya dukung ultimit lateral tiang pendek tunggal pada tanah tidak kohesif dihitung dengan berdasarkan diagram reaksi tanah dan momen lentur tiang seperti pada Gambar 29 Reaksi Tanah dan Bidang Momen Tiang Tanah tidak Kohesif.

Gambar 29. Reaksi tanah dan bidang momen tiang tanah tidak kohesif

Pada kedalaman z, reaksi tanah dihitung berdasarkan tekanan pasifnya yaitu: ……................…………………………........…....……. (50) Kp merupakan koefisien tekanan pasif dari Rankine sebagai fungsi dari sudut geser dalam Ø, yaitu: Kp = (1 + sin Ø)/ (1 - sin Ø)………………………………………........... (51) Tekanan pasif pada dasar tiang dinyatakan dalam gaya terpusat P dengan menggunakan persamaan (50) serta dengan menggunakan persamaan kesetimbangan momen dan gaya horizontal, didapatkan daya dukung lateral ultimit tiang kepala bebas adalah; …............…………………...........………(52)

Sedangkan untuk tiang dengan kondisi kepala terjepit didapatkan: ……………………….............…..........………..... (53)

45

SPLN T5.008: 2015

Untuk mempermudah perhitungan, daya dukung lateral dapat dilakukan dengan menggunakan kurva pada Gambar 30 Daya Dukung Lateral Ultimit Tiang Pendek pada Tanah tidak Kohesif.

Gambar 30. Daya dukung lateral ultimit tiang pendek pada tanah tidak kohesif Sumber: Tomlinson, 1994

Momen lentur maksimum pada tiang dihitung dengan menggunakan persamaan: ………………………………..........…..........…... (54)

9.9.2.2 Tiang Panjang Tahanan tanah pasif pada tiang panjang seperti pada Gambar 31 Defleksi, Diagram Reaksi Tanah dan Momen Lentur pada Tanah Kohesif dianggap sangat besar, maka daya dukung lateral ultimit tiang ditentukan oleh kekuatan atau kapasitas lentur tiang M u bukan oleh kekuatan tanah pondasi. Dengan menggunakan persamaan (55), maka daya dukung lateral ultimit tiang panjang dengan kepala bebas pada tanah kohesif adalah:

46

SPLN T5.008: 2015

…………………………..........……... (55)

Sedangkan untuk kondisi kepala tiang terjepit, daya dukung lateral ultimit pada tanah kohesif adalah: ………………………………..............…... (56)

Gambar 31. Defleksi, diagram reaksi tanah dan momen lentur pada tanah kohesif

Untuk mempermudah perhitungan, daya dukung ultimit lateral tiang panjang tunggal pada tanah kohesif dihitung dengan menggunakan kurva pada Gambar 32 Daya Dukung Lateral Ultimit Tiang Panjang pada Tanah Kohesif.

47

SPLN T5.008: 2015

Gambar 32. Daya dukung lateral ultimit tiang panjang pada tanah kohesif Sumber: Tomlinson, 1994

Daya dukung lateral ultimit tiang panjang pada tanah tidak kohesif didasarkan pada Gambar 33 Defleksi, Diagram Reaksi Tanah dan Momen Lentur pada Tanah tidak Kohesif, dimana momen maksimum terjadi pada gaya geser nol.

48

SPLN T5.008: 2015

Gambar 33. Defleksi, diagram reaksi tanah dan momen lentur pada tanah tidak kohesif

Untuk kondisi kepala tiang bebas letak gaya geser nol tersebut adalah:

…………………………………................…... (57) Momen maksimum positivenya adalah: …………………….………...............….... (58)

Sehingga daya dukung lateral ultimit tiang bebas pada tanah tidak kohesif didapatkan dengan menyamakan Mmax dengan Mu pada persamaan (55) dan mensubstitusi f dari persamaan (57): …………………………..…...…….................... (59)

Untuk tiang panjang dengan kondisi kepala tiang terjepit pada tanah tidak kohesif, daya dukungnya adalah: 49

SPLN T5.008: 2015

……………………....................……..…….............. (60)

Daya dukung ultimit lateral tiang panjang tunggal pada tanah tidak kohesif dapat dihitung pula dengan menggunakan kurva pada Gambar 34 Daya Dukung Lateral Ultimit Tiang Panjang pada Tanah tidak Kohesif.

Gambar 34. Daya dukung lateral ultimit tiang panjang pada tanah tidak kohesif. Sumber: Tomlinson, 1994

Tahapan perhitungan Metoda Broms: 1. Tentukan jenis tanah dan parameter-parameternya; 2. Tentukan nilai panjang, lebar atau diameter tiang dan desain perkuatan penampangnya (kapasitas penampang tiang) dari perhitungan daya dukung aksial tekan atau tarik; 3. Tentukan klasifikasi tiang sesuai dengan 9.9.1 dan kondisi kepala tiang; 4. Hitung Hu dengan Gambar 28, 30, 32 dan Gambar 34 yang disesuaikan dengan nilai pada tahap 1) sampai dengan nilai pada tahap 3); 5. Periksa Faktor Keamanannya, apabila belum mencapai 2 atau lebih, kembali pada tahap 2) dengan merubah dimensi tiang; 6. Hitung dan periksa defleksi tiang sesuai dengan butir 9.9.5, apabila belum memenuhi persyaratan, kembali pada tahap 2) dengan merubah dimensi dan atau perkuatan penampang tiang; 50

SPLN T5.008: 2015

7. Apabila diperlukan untuk merancang penampang tiang secara detil, gambarkan bidang gaya geser dan momen lentur sesuai system gaya-gaya pada Gambar 27, 29, 31 dan gambar 33; 8. Gambar desain penampang secara detil sesuai dengan peraturan atau standar yang berlaku.

9.9.3 Metoda Brinch - Hansen Metoda ini menanggap bahwa tiang pendek akan berotasi di titik X pada suatu kedalaman x dari permukaan tanah serta tanah akan menahan pergerakan tiang tersebut dengan tekanan pasif seperti pada Gambar 35 Diagram Tekanan Tanah & Gaya Dalam Tiang.

Gambar 35. Diagram tekanan tanah & gaya dalam tiang

Gambar 35 (a) menunjukkan diagram tekanan atau reaksi tanah, Gambar 35 (b) menggambarkan diagram gaya dalam geser tiang dan Gambar 35 (c) menyatakan diagram gaya dalam momen tiang. Tekanan tanah pasif pada kedalaman z yang terdiri dari parameter sudut geser dalam dan kohesi dinyatakan dalam: pz = poz Kqz + C Kcz …………………………………..............……......……… (61) dengan: pz = tekanan tanah pasif pada kedalaman z; poz = tekanan vertikal efektif tanah pada kedalaman z; C = kohesi tanah pada kedalaman z; Kqz = Koefisien tekanan pasif geser dalam pada kedalaman z sesuai Gambar 36 Kq dan Kc; Kcz = Koefisien tekanan pasif kohesi pada kedalaman z sesuai Gambar 36 Kq dan Kc. 51

SPLN T5.008: 2015

Parameter kohesi C disesuaikan dengan kondisi tahapan pembebanan atau kondisi tanah yang ditinjau, Cu, Ø=0 digunakan untuk kondisi pembebanan jangka pendek (short term loading) atau kondisi tidak terdrainasi dan C ‟, Ø‟ digunakan untuk kondisi pembebanan jangka panjang atau kondisi tanah terdrainasi. Dalam menghitung z untuk tanah kohesif (tanah lempung), maka nilai z diambil mulai dari bagian atas masing-masing lapisannya seperti ditunjukan pada Gambar 37 Penentuan z untuk tanah kohesif.

Gambar 36. Kq dan Kc

Gambar 37. Penentuan z untuk tanah kohesif

Total tahanan pasif untuk elemen dengan tinggi L/n dan lebar tiang B pada kedalaman z adalah pz L/n B. Jumlah momen pada titik gaya lateral H adalah: 52

SPLN T5.008: 2015

…................(62)

Jumlah momen pada titik gaya lateral untuk tiang kepala bebas sama dengan nol, maka dengan cara coba-coba, harga x didapatkan dari persamaan (62) tersebut diatas. Apabila beban merupakan momen, maka momen tersebut dapat digantikan dengan gaya H yang berjarak e dari permukaan tanah. Sedangkan apabila kondisi kepala tiang terjepit, maka dapat dianalogikan dengan kondisi kepala tiang bebas dengan jarak gaya lateral sejauh e1 dari titik jepit virtual pada kedalaman z f . Panjang tekuk tiang yang terjepit kedua ujungnya adalah setengah panjang tiang, maka dapat dianalogikan sebagai tiang yang terjepit hanya pada salah satu ujungnya, sehingga kondisi kepala tiang terjepit tersebut dapat digantikan oleh kondisi kepala tiang bebas dengan panjang: e1 = 0.5 (e + zf) ……………………………………………………………...…….. (63) Nilai zf direkomendasikan dalam ACI 534R-74 (re-affirmed 1980) adalah: zf = 1.4 R untuk tanah lempung keras atau lempung terkonsolidasi berlebih; zf = 1.8 T untuk tanah lempung terkonsolidasi normal, lanau, peat dan tanah tidak kohesif. Daya dukung lateral ultimit tiang kepala bebas dapat dihitung dengan mengambil momen pada titik rotasi X yaitu:

...................... (64) Dengan didapatnya nilai Hu, maka bidang gaya dalam berupa gaya geser dan momen lentur dapat dihitung dan digambarkan seperti pada Gambar 35 Diagram Tekanan Tanah & Gaya Dalam Tiang. Tahapan perhitungan dengan Metoda Brinch – Hansen: 1. Tentukan klasifikasi tiang sesuai dengan 8.9.1 dan kondisi kepala tiang; 2. Tentukan nilai panjang dan lebar atau diameter tiang dari perhitungan daya dukung aksial tekan atau tarik; 3. Bila kondisi kepala tiang terjepit, hitung e 1 sesuai persamaan (63); 4. Misalkan suatu nilai coba-coba x; 5. Bagi setiap lapisan tanah menjadi beberapa lapisan yang lebih tipis (semakin tipis semakin akurat); 6. Hitung pz sesuai persamaan (61) dengan nilai Kq dan Kz sesuai Gambar 36; 7. Hitung jumlah momen terhadap titik tangkap Hu; 8. Apabila jumlah momen tersebut belum mendekati nol, maka cobalah harga x yang lainnya sampai jumlah momennya = 0; 9. Hitung Hu sesuai persamaan (64) dan periksa Faktor Keamanannya, apabila belum mencapai 2 atau lebih, kembali pada tahap 2) dengan merubah dimensi tiang; 53

SPLN T5.008: 2015

10. Hitung dan gambarkan bidang gaya geser dan momen lentur tiang berdasarkan nilai gaya-gaya pada tahap 6) dan 9); 11. Hitung dan periksa defleksi tiang sesuai butir 9.9.5, apabila belum memenuhi persyaratan, kembali pada tahap 2) dengan merubah dimensi tiang; 12. Desain dan gambar penampang tiang sesuai dengan peraturan atau standar yang berlaku.

9.9.4

Metoda Reese – Matlock

Dengan metoda Broms dan Brinch-Hansen daya dukung beban lateral, momen lentur maksimum, gaya geser maksimum serta defleksi maksimum tiang dapat dihitung secara cukup sederhana, namun apabila dierlukan untuk diketahui besarannya sepanjang kedalaman tiang, kedua metoda tersebut memerlukan proses perhitungan yang tidak sederhana. Metoda Reese-Matlock dapat digunakan untuk keperluan tersebut yaitu dengan menggunakan kurva-kurva yang telah dianalisis untuk tanah kohesif terkonsolidasi normal dan tanah tidak kohesif berdasarkan analisis deformasi elastis. Pada analisis elastis, beban yang digunakan adalah beban kerja bukan beban ultimit. Modulus elastisitas tanah Es dianggap meningkat secara linier sebagai fungsi dari kedalaman dengan nilai E s=0 dipermukaan tanah. Bentuk deformasi, sudut kemiringan, momen lentur, gaya geser/lintang dari tiang dan reaksi tanah sepanjang kedalaman tiang ditunjukan pada Gambar 38 Deformasi, Momen, Geser Tiang dan Reaksi Tanah.

Gambar 38. Deformasi, momen, geser tiang dan reaksi tanah

Perhitungan deformasi, sudut kemiringan, momen lentur, gaya geser tiang dan reaksi tanah dilakukan dengan menggunakan persamaan-persamaan sebagai berikut; …………….......…… (65) ………….……......… (66) 54

SPLN T5.008: 2015

…………….....….… (67) ……….….....…..… (68) ………….......….… (69) Dengan: Y = Defleksi tiang; S = Sudut kemiringan deformasi tiang; M = Momen lentur tiang; V = Gaya geser/lintang tiang; P = Reaksi tanah; Indeks A, B = Indeks yang menyatakan beban H (lateral) atau beban M (momen) Indeks y, s, m, v, p = Indek yang menyatakan Y, S, M, V, P; H = Beban kerja lateral pada ujung tiang; Mt = Beban kerja momen pada ujung tiang; E = Modulus elastisitas tiang; I = Momen inersia tiang; T = Faktor kekakuan tiang; Ay, By =Koefisien defleksi akibat beban H dan Mt; As, Bs =Koefisien sudut kemiringan akibat beban H dan Mt Am, Bm =Koefisien momen lentur akibat beban H dan Mt Av, Bv =Koefisien gaya geser akibat beban H dan Mt Ap, Bp =Koefisien reaksi tanah akibat beban H dan Mt. Koefisien-koefisien untuk A dan B didapatkan dari kurva-kurva pada Gambar 39 Koefisien Reese-Matlock Beban H Tiang Kepala Bebas dengan Modulus Meningkat.

55

SPLN T5.008: 2015

Gambar 39. Koefisien Reese-Matlock beban H tiang kepala bebas dengan modulus meningkat.

Sedangkan untuk tiang dengan kondisi kepala bebas akibat beban momen koefisienkoefisien tersebut diambil dari Gambar 40 Koefisien Reese-Matlock Beban Mt Tiang Kepala Bebas dengan Modulus Meningkat.

56

SPLN T5.008: 2015

Gambar 40. Koefisien Reese-Matlock beban Mt tiang kepala bebas dengan modulus meningkat

Z adalah koefisien kedalaman yaitu perbandingan antara variabel kedalaman x terhadap faktor kekakuan tiang T dengan nilai maksimum pada kurva adalah 5. Karena tiang dengan panjang lebih dari 5T mempunyai defleksi yang sama seperti yang terlihat pada gambar-gambar diatas, maka kurva-kurva tersebut dapat digunakan juga untuk tiang yang memiliki panjang lebih besar dari 5T. Pada tiang dengan kondisi kepala terjepit, sudut kemiringan pada kepala tiang sama dengan nol dan beban Mt seluruhnya ditahan oleh kepala tiang (pile cap), sehingga diagram yang perlu dihitung adalah deformasi, momen lentur dari tiang dan reaksi tanah. ………………….....…................................… (70) 57

SPLN T5.008: 2015

……………….........................................… (71) Dengan: Fy, Fm, Fp = Koefisien defleksi, momen lentur dan reaksi tanah akibat beban H sesuai dengan Gambar 41 Koefisien Reese-Matlock Beban H Tiang Kepala Terjepit dengan Modulus Meningkat.

Gambar 41. Koefisien Reese-Matlock beban H tiang kepala terjepit dengan modulus meningkat

58

SPLN T5.008: 2015

Tahapan perhitungan Metoda Reese-Matlock: 1. Tentukan nilai panjang dan lebar atau diameter tiang dari perhitungan daya dukung aksial tekan atau tarik; 2. Hitung T, E, I dari tiang; 3. Hitung Y, S, M, V, P berdasarkan persamaan (65) sampai dengan (69) yang disesuaikan dengan kondisi kepala tiang dan bebannya mulai dengan kedalaman x=0 sampai dengan x=L; 4. Periksa defleksi maksimum tidak melebihi yang diijinkan, bila melebihi kembali ke tahap 1) dengan dimensi tiang yang lebih besar; 5. Desain penampang tiang sesuai dengan gaya dalam tiang maksimum dengan metoda kekuatan ijin (allowable strength design) menurut standar yang berlaku, apabila penampang kurang memadai, kembali ke tahap 1) dengan penampang yang lebih besar.

9.9.5 Defleksi tiang Untuk perhitungan daya dukung beban lateral ultimit dengan metoda Broms dan metoda Brinch-Hansen, perkiraan defleksi tiang dilakukan dengan menggunakan metoda Broms yang berdasarkan pada modulus reaksi subgrade dari tanah pondasi.

9.9.5.1 Defleksi Tiang pada Tanah Kohesif Sifat defleksi tiang pada tanah kohesif terutama dipengaruhi oleh koefisien panjang βL yang tidak mempunyai satuan, dengan: ………………….......................................................... (72)

Dengan: k = Koefisien reaksi subgrade tanah yang dapat diambil sama dengan k 1 sesuai dengan Tabel 9; B = Lebar atau diameter tiang. Tiang dianggap pendek/kaku apabila nilai βL kurang dari 1.5 untuk tiang kepala bebas atau kurang dari 0.5 untuk tiang kepala terjepit. Defleksi yang terjadi pada permukaan tanah untuk tiang kepala bebas dan kepala terjepit adalah sebagai berikut: Tiang Kepala Bebas;

………………...................................................…… (73)

Tiang Kepala Terjepit; …………….......................................................……… (74)

59

SPLN T5.008: 2015

Tiang dianggap panjang/fleksibel apabila nilai βL lebih dari 2.5 dan defleksi yang terjadi pada permukaan tanah untuk tiang kepala bebas dan kepala terjepit adalah sebagai berikut: Tiang Kepala Bebas: ………….……..............................................................… (75) Tiang Kepala Terjepit; ………….................................................................……… (76) Dimana: e = Jarak H terhadap permukaan tanah; k∞ = ∞ Ko/B = Koefisien reaksi subgrade tanah untuk tiang panjang; ∞ = n 1 n2 KO = 0.305 k1 n1 dan n2 ditentukan dari Tabel 12 Koefisien n1 dan n2 dibawah ini: Tabel 12. Koefisien n1 dan n2

Perhitungan dapat pula dilakukan dengan menggunakan kurva pada Gambar 42 Defleksi Tiang pada Tanah Kohesif.

60

SPLN T5.008: 2015

Gambar 42. Defleksi tiang pada tanah kohesif

9.9.5.2 Defleksi Tiang pada Tanah tidak Kohesif Broms mengkorelasikan defleksi tiang terhadap faktor kedalam tiang ηL (tanpa satuan) dengan persamaan sebagai berikut: …………………………………………………..…….….…....……….. (77) Dengan: ηh = Koefisien modulus variasi tanah sesuai Gambar 26; E = Modulus elastisitas tiang; I = Momen inersia tiang. Defleksi tiang pada tanah tidak kohesif dihitung berdasarkan persamaan-persamaan dibawah ini; Tiang Pendek Kepala Bebas (ηL<2):

………………..................................................…… (78)

Tiang Pendek Kepala Terjepit (ηL<2): ………………......................................................…… (79) Tiang Panjang Kepala Bebas (ηL>4): ……………….....................................................……… (80)

61

SPLN T5.008: 2015

Tiang Panjang Kepala Terjepit (ηL>4): ………………….................................................................... (81) Persamaan (78) dan persamaan (79) tidak berlaku untuk tiang sangat pendek yaitu tiang dengan panjang kurang dari 4 kali diameternya. Disamping dengan penggunaan persamaan-persamaan tersebut diatas, perhitungan defleksi tiang dapat pula dihitung dengan memakai kurva pada Gambar 43 Defleksi Tiang pada Tanah tidak Kohesif sebagai berikut;

Gambar 43. Defleksi tiang pada tanah tidak kohesif

9.10 Daya dukung lateral kelompok tiang Daya dukung lateral kelompok tiang dipengaruhi oleh jarak antara tiang tunggalnya (spasi tiang), Prakash (1962) menyimpulkan bahwa daya dukung lateral tiang merupakan jumlah dari daya dukung lateral tiang tunggal apabila spasi tiang lebih dari 3B dalam arah tegak lurus H dan lebih dari (6 – 8)B dalam arah sejajar H. Spasi tiang dengan jarak kurang dari nilai-nilai tersebut diperlakukan sebagai unit tiang tunggal ekivalen dengan lebar tiang B ‟ = lebar kelompok tiang dalam arah tegak lurus H seperti ditunjukan pada Gambar 44 Daya Dukung Lateral Kelompok Tiang.

62

SPLN T5.008: 2015

Gambar 44. Daya dukung lateral kelompok tiang

9.11 Daya dukung pondasi rakit Daya dukung pondasi rakit adalah sama dengan daya dukung pondasi dangkal sesuai butir 9.1 sampai dengan butir 9.4.

9.12 Daya dukung pondasi blok dan angkur pada batuan Pondasi tower transmisi rangka baja pada lapisan batuan dapat berupa pondasi blok dengan atau tanpa angkur dengan contoh bentuk pondasi blok seperti ditunjukan pada Gambar 45 dan Gambar 46.

Gambar 45. Pondasi blok tanpa angkur pada batuan

63

SPLN T5.008: 2015

Gambar 46. Pondasi blok dengan angkur pada batuan

9.12.1 Daya dukung pondasi blok tanpa angkur Daya dukung beban aksial tekan batuan dengan kondisi di lapangan lebih rendah dari pada kekuatan batuan masif atau utuh (intact) yang terdiri dari tahanan ujung/dasar dan tahanan gesek yang dinyatakan dengan persamaan: Qult = qb Ab + fs As

……………………………………...............…........….........…… (82)

Dengan: Qult = Daya dukung ultimit lapisan pondasi batuan; qb = Tahanan/kekuatan ujung yaitu q allowable pada Gambar 47; fs = Tahanan/kekuatan gesek sesuai Persamaan (83); Ab = Luas dasar pondasi; As = Luas dinding pondasi. Tahanan atau daya dukung ujung diambil berdasarkan persamaan empiris atau kurva dari Peck et.al (1974) seperti pada Gambar 47 Daya Dukung Ujung/Dasar yang dipengaruhi oleh nilai RQD dengan nilai maksimum tidak melebihi kekuatan tekan batuan masifnya (qu).

64

SPLN T5.008: 2015

Gambar 47. Tahanan Ujung (qb) batuan

Sedangkan tahanan gesek fs digunakan persamaan dari Kulhawy et.al (2005) sebagai berikut: fs/pa = (qu/pa)0.5 ………………............………..……………………….............………. (83)

Dengan: pa = Tekanan atmosfir Dengan faktor keamanan untuk daya dukung beban aksial tekan sebesar 3, maka daya dukung beban aksial tekan yang diijinkan adalah : Qall = Qult/3 …………………………........………....……....…….....…… (84) Daya dukung ultimit terhadap beban aksial tarik terdiri dari tahanan gesek dan berat pondasi blok, yaitu : Qutarik = fs As + W …………………….................................................… (85) Dengan: W = Berat pondasi blok dan tanah di atasnya bila ada Bila faktor kemanan daya dukung beban aksial tarik adalah sama dengan beban aksial tekan, maka daya dukung ijinnya adalah:

Qatarik = Qutarik/3 ………………………............……..……...........…… (86) Stabilitas geser pondasi blok pada batuan dianalisis dengan analogi yang sama dengan pondasi dangkal pada tanah, tetapi dengan menggunakan parameter lapisan pondasi berupa batuan yaitu: 65

SPLN T5.008: 2015

Tf = fs x Ab …………………………...................................….....…… (87) Te = 0.5 t D2B Kp ……………….……..........….................…….…...... (88) Tekanan tanah pasif batuan K p dihitung berdasarkan nilai sudut geser dalam batuan ϕ, yang didapat dari percobaan triaksial atau dengan nilai perkiraan 30°. Faktor keamanan untuk stabilitas geser ditentukan minimum 1,5 apabila sudut geser dalam didapat dari percobaan laboratorium atau 2,0 apabila digunakan nilai perkiraan. Stabilitas guling dianalisis berdasarkan prinsip sama seperti pondasi dangkal pada tanah dan menggunakan faktor keamanan yang sama dengan faktor keamanan stabilitas geser tersebut di atas.

9.12.2

Daya dukung pondasi blok dengan angkur

Beban vertikal dan horizontal/lateral tekan pada pondasi blok dengan angkur dianggap hanya dipikul oleh pondasi blok beton dengan syarat bahwa pondasi blok beton harus tertanam dalam lapisan batuan, sedangkan beban vertikal tarik/uplift ditahan oleh angkur dan berat pondasi blok beton. Beban momen diekivalenkan menjadi beban vertikal tekan dan tarik serta beban tekan tersebut hanya ditahan oleh blok beton. Daya dukung bagian pondasi blok beton terhadap beban vertikal tekan dihitung dengan menggunakan persamaan (82) di atas. Daya dukung dari pondasi angkur ditentukan komponen/material pada sistem pondasinya, yaitu: -

oleh

kekuatan

terendah

dari

Kekuatan material baja atau koneksi baja angkur dengan blok beton; Kekuatan material grout; Kekuatan gesek antara baja angkur dengan grout/beton; Kekuatan gesek antara grout dengan batuan; Kekuatan massa batuan pondasi dalam memikul beban tarik (uplift), dimana keruntuhan terjadi pada lapisan batuan pondasi.

Daya dukung tarik ultimit material angkur baja dapat dihitung sebagai berikut : Tb = Ab f‟y

…………………………………………..............................................… (89)

Dengan: Tb = Daya dukung tarik ultimit; Ab = Luas penampang angkur baja; f‟y = Tegangan leleh material angkur baja. Kuat geser antara baja angkur dengan grout dapat diperkirakan dengan menggunakan beberapa rekomendasi formula antara lain: Standar American Concrete Institute, ACI 318-89, 1998:

66

SPLN T5.008: 2015

……………………...............………….........…….…… (90) Dengan: σb = Kekuatan geser/lekatan tulangan baja ulir dengan beton/grout (psi); fc‟ = Kekuatan karakteristik tekan beton/grout (psi); db = Diameter tulangan baja (inch). American Petroleum Institute, API RP2A, 1984 untuk pipa/tulangan baja polos: Untuk kondisi normal …..................................….. (91) Untuk kondisi ekstrim ……......................…....… (92) Dengan: fba = Kuat geser pipa/tulangan baja polos; fcu = Kuat tekan karakteristik grout; h = Panjang konektor geser; s = Spasi konektor geser. Daya dukung geseran baja angkur dengan grout adalah sebagai berikut; Tbg = pb Lb (σb) atau (f ba) ………….……….........………………...........................…. (93)

Dengan: Tbg = Daya dukung ultimit geseran baja dengan grout; Pb = Keliling baja angkur; Lb = Panjang baja angkur; FK = Faktor keamanan. Besarnya kekuatan geseran baja angkur dengan grout (σb atau f ba) tersebut dibatasi, beberapa contoh nilai pembatasan tersebut antara lain: -

British Standard BS 8081, Code of Practice for Ground Anchors: Tabel 13. Daya Dukung Geser Ultimit Baja Angkur dengan Grout (BS 8081) Plain bar

-

Not greater than 1N/mm

2

Clean strand or deformed bar

-


2

Locally noded strand

-


2

67

SPLN T5.008: 2015

-

Indian Standard IS: 456 – 2000: Tabel 14. Daya Dukung Geser Ultimit Baja Angkur dengan Grout (IS: 456-2000)

1

Limit bond stress between concrete and reinforcement steel deformed in tension of grade Fe.415 (conforming to IS : 1786-1985 and 1139-1165) 2 (a) With M 15 Mix = 16.0 kg/cm (b) With M 20 Mix = 19.5 kg/cm2 Note : For bars in compression the above values shall be increased by 25%

2

Limit bond stress between concrete and stubs in tension with 2 (a) M 15 Mix = 10.0 kg/cm 2 (b) M 20 Mix = 12.0 kg/cm For compression above values will be increased by 25 %

3

Limit bond stress between rock and concrete (a) In Fissured rock = 1.5 kg/cm2 (b) In hard rock = 4.0 kg/cm2

4

Limit bond stress between hard rock and grout = 2.0 kg/cm2

Kuat geser antara grout dengan batuan menurut Adam et. al (1976) merupakan fungsi dari kuat tekan batuan atau grout. Salah satu formulasi yang dapat digunakan adalah yang direkomendasikan oleh Horvath – Kenney (1979), yaitu: Untuk diameter besar (≥ 16 inch): Sr = (2.5 – 3)

(psi) …………………......……………...................…….…….… (94)

Untuk diameter kecil (< 16 inch): Sr = (3 – 4)

(psi)

………………………......…...................……….….…… (95)

Dengan: Sr = Kekuatan geser ultimit grout dengan batuan (psi); f‟w = Kuat tekan karakteristik terendah antara grout dengan beton (psi). Sehingga daya dukung geseran ultimit grout dengan batuan adalah : Tgr = pg Lg Sr (psi)

……………………………….....................................………. (96)

Dengan: Tgr = Daya dukung geseran ultimit grout dengan batuan (psi); pg = Keliling grout (inch); Lg = Panjang grout; Sr = Kuat geser grout dengan batuan.

68

SPLN T5.008: 2015

Keruntuhan kemungkinan terjadi dalam lapisan massa batuan pondasi, mekanisme keruntuhan angkur tunggal ditunjukkan seperti pada Gambar 48 Mekanisme Keruntuhan Angkur Tunggal.

Gambar 48. Mekanisme keruntuhan angkur tunggal

Tegangan maksimum pada batuan pertama kali terjadi bagian atas dari angkur sehingga akan terjadi keruntuhan lokal seperti ditunjukkan pada Gambar 48 (a). Keruntuhan progresif kemudian terjadi sampai pada ujung bawah angkur. Pada angkur yang digrout sebagian, keruntuhan lokal di bagian atas tidak terjadi karena grout terkompresi. Keruntuhan kemudian terjadi sampai dengan ujung bawah angkur seperti yang ditunjukkan pada Gambar 48 (b). Bentuk ruang keruntuhan yang sebenarnya sangat kompleks dipengaruhi oleh tingkat ting dan fissuring serta kemiringan bidang perlapisan (bedding plane), bentuk model keruntuhan kerucut dengan sudut 30° dianggap cukup konservatif untuk perhitungan desain. Wyllie (1991) merekomendasikan letak puncak kerucut adalah pada pertengahan panjang bagian angkur yang digrouting, namun hal ini tidak berlaku apabila pada ujung bawah angkur dipasang penahan pelat atau baut. Karena tahanan geser pada ruang keruntuhan batuan tidak diperhitungkan, maka faktor keamanan atau faktor beban batuan dalam menghitung berat batuan di dalam ruang keruntuhan cukup diambil sebesar 1, sehingga daya dukung ultimit pada keruntuhan batuan adalah:

Tr = Berat batuan ruang keruntuhan/FK, dengan FK = 2 adalah faktor keamanan daya dukung tarik atau :

Tr = 0.5 W r …………………………………………………................……………..…. (97) Dimana; W r = Berat batuan dalam ruang keruntuhan Dengan demikian, daya dukung ultimit tarik dari angkur Ta adalah nilai terendah dari Tb, Tbg, Tgr atau Tr atau; 69

SPLN T5.008: 2015

Ta = Nilai Terkecil dari (Tb, Tbg, Tgr atau Tr) …………………….......................….. (98) Pemasangan angkur untuk pondasi tower biasanya lebih dari satu buah, sehingga perlu diketahui daya dukung dari kelompok angkur tersebut. Ruang keruntuhan dari kelompok angkur berdasarkan model keruntuhan kerucut ditunjukkan pada Gambar 49 Ruang Keruntuhan Kelompok Angkur dimana terjadi overlapping ruang keruntuhan antara angkur.

Gambar 49. Ruang keruntuhan kelompok angkur

Sebagai pendekatan, daya dukung ultimit tarik dari pondasi blok dengan angkur adalah penjumlahan dari daya dukung angkur tunggal Ta ditambah dengan berat blok beton, sedangkan berat tanah di dalam ruang keruntuhan diabaikan, jadi:

Tba = ΣT a + W b …………………………………………………................………...… (99) 10

Penurunan Pondasi

10.1

Pembatasan penurunan tanah dasar pondasi

Besarnya pembatasan penurunan didasarkan pada 2 kriteria utama yaitu: a) Potensi kerusakan struktur bagian atas akibat perbedaan penurunan tanah pondasi sangat tergantung dari jenis material dan konfigurasi geometrik strukturnya; b) Penurunan total seragam tanah yang dapat terlihat jelas secara kasat mata akan menyebabkan ketidaknyamanan atau kekhawatiran dari pengguna struktur. Pembatasan penurunan untuk pondasi tower rangka mengacu pada kriteria oleh Skempton & Mac Donald (1956), Polskin & Tokar (1957) dan NAVFAC DM 7.1 (1971) yaitu termasuk dalam kategori bangunan/struktur ramping dengan batasan sebagai berikut: a) Perbedaan penurunan antara kolom pondasi satu dengan lainnya ≤ 25 mm; b) Rotasi pondasi yaitu perbandingan penurunan dengan panjang bangunan atau lebar pondasi ≤ 0.002.

70

SPLN T5.008: 2015

10.2

Penurunan tanah pada pondasi dangkal

10.2.1

Penurunan tanah pada pondasi dangkal tanah kohesif

Penurunan tanah total merupakan perjumlahan dari penurunan seketika/elastic, penurunan primer/konsolidasi dan penurunan sekunder/rangkak yaitu: S = Si + Sc + Ss ……………………………………………………...............….....……..(100)

10.2.1.1 Penurunan seketika Penurunan seketika rata-rata satu dimensi pada tanah kohesif menggunakan persamaan dari Janbu, 1963 dengan asumsi rasio Poisson sebesar 0.5 untuk tanah kohesif yaitu: Si = µo.µ1.Δq B/Eu ……………………………………………….............….......……… (101) Dengan: µo = faktor pengaruh kedalaman pondasi sesuai Gambar 50; µ1 = faktor pengaruh bentuk pondasi sesuai Gambar 50; Δq = pertambahan tekanan tanah rata-rata pada dasar pondasi; B = lebar pondasi; Eu = modulus elastisitas tanah tak terdrainase sesuai Gambar 7.

Gambar 50. Faktor pengaruh kedalaman dan bentuk pondasi (after Christian & Carrier)

71

SPLN T5.008: 2015

10.2.1.2

Penurunan primer / konsolidasi

Penurunan primer/konsolidasi diperkirakan berdasarkan teori konsolidasi tanah kohesif kompresibel yaitu: Sc =

………………………………………………......................…..….. (102)

Dengan: Δq‟I = pertambahan tekanan efektif tanah pada lapisan i; Mi = constrained modulus lapisan tanah I, sesuai butir 7.10; Hi = tebal lapisan tanah i; n = jumlah lapisan tanah.

10.2.1.3

Penurunan sekunder / rangkak

Penurunan sekunder diperkirakan berdasarkan korelasi oleh Mesri, 1994: Ss

…………………………………………............................…... (103)

Dengan: Cαi = koefisien penurunan konsolidasi sekunder/rangkak sesuai Gambar 51; Δzi = tebal lapisan tanah kompresibel i; t = waktu.

Gambar 51. Koefisien penurunan tanah sekunder

(sumber Winterkorn, 1975)

72

SPLN T5.008: 2015

10.2.2

Penurunan tanah pada pondasi dangkal tanah tidak kohesif

Penurunan terbesar yang terjadi adalah penurunan seketika sedangkan penurunan rangkak tidak dominan, penurunan total dari tanah tidak kohesif diperkirakan dengan metoda Schmertmann, 1970: S = C1 C2 Δp

……………………………………..............……....….….. (104)

Dengan: C1 = faktor koreksi kedalaman = 1 - 0.5 σ‟o / Δp; C2 = faktor koreksi rangkak; Δp = pertambahan tekanan tanah efektif pada dasar pondasi = p - σ‟o Izi = faktor pengaruh regangan sesuai Gambar 52; E‟I = modulus elastisitas tanah tidak kohesif sesuai persamaan (8); ΔZi = tebal lapisan tanah i; n = jumlah lapisan tanah; σ‟o = tekanan tanah efektif di atas dasar pondasi.

Gambar 52. Faktor pengaruh regangan

10.3

Penurunan tanah pada pondasi tiang

Metoda perhitungan penurunan pondasi tiang pada tanah kohesif dan tanah tidak kohesif adalah sama dengan pondasi dangkal dimana pondasi kelompok tiang dianggap sebagai pondasi dangkal rakit ekivalen pada kedalaman 2/3 panjang tiang dengan kemiringan 1/4 seperti pada Gambar 53.

73

SPLN T5.008: 2015

Gambar 53. Pondasi dangkal ekivalen untuk pondasi kelompok tiang

74

SPLN T5.008: 2015

11

Perancangan pondasi telapak

Perancangan pondasi telapak menggunakan data uji penetrasi konus terdiri dari beberapa tahap seperti yang dijabarkan dalam diagram alir berikut:

Gambar 54. Diagram alir tahapan perhitungan pondasi telapak

75

SPLN T5.008: 2015

12

Perancangan pondasi tiang

Perancangan pondasi tiang terdiri atas beberapa tahap seperti yang dijelaskan dalam diagram alir berikut:

Gambar 55. Diagram alir tahapan perhitungan pondasi tiang

76

SPLN T5.008: 2015

13

Perancangan pondasi rakit

Perancangan pondasi rakit/ raft terdiri atas beberapa tahap seperti yang dijelaskan dalam diagram alir berikut:

Gambar 56. Diagram alir tahapan perhitungan pondasi rakit

77

SPLN T5.008: 2015

14

Perancangan pondasi blok dan angkur pada batuan

Perancangan pondasi blok dan angker terdiri atas beberapa tahap seperti yang dijelaskan dalam diagram alir berikut:

Gambar 57. Diagram alir tahapan perhitungan pondasi blok dan angkur pada batuan

78

SPLN T5.008: 2015

15

Uji Beban pada Pondasi

15.1

Lingkup pengujian

15.1.1

Jenis pengujian

Untuk pondasi tower rangka baja, jenis bebannya berupa beban statis aksial tekan, aksial tarik dan lateral sehingga jenis uji bebannya dapat berupa uji beban aksial tekan, tarik dan lateral. Perencana harus menentukan program pengujian dari beberapa alternative pilihan sebagai berikut: - Mengambil satu jenis beban untuk pengujian sehingga hasil uji beban lebih mudah untuk dievaluasi atau diinterpretasikan; - Mengambil seluruh jenis beban secara bersamaan untuk pengujian tetapi hasil uji beban sangat sulit untuk diinterpretasikan atau dievaluasi; - Mengambil seluruh jenis beban dengan suatu skenario pembebanan tertentu namun hasil uji beban sulit untuk dievaluasi. Pada pondasi tower rangka baja pada umumnya uji beban pondasi berdasarkan atas pemberian satu jenis beban saja yang dianggap kritis.

15.1.2

Jumlah pengujian

Untuk mendapatkan desain pondasi yang aman, andal dan ekonomis maka uji beban pondasi harus dilakukan dengan jenis, lokasi dan jumlah pengujian yang ditentukan berdasarkan pada analisis dengan mempertimbangkan biaya yang harus dikeluarkan dan keuntungan yang akan didapat (cost-benefit analysis). Salah satu kriteria atau strategi untuk menentukan jumlah pengujian yang dapat dijadikan salah satu acuan yang dapat dipertimbangkan adalah seperti yang ditunjukan pada Tabel 15 yang diambil dari Handbook on Pile Load Testing oleh Federation of Piling Specialists, 2006. Tabel 15. Strategi Pengujian Beban Pondasi Tiang

Karakteristik Pekerjaan Pondasi Tiang

Tingkat Resiko

- Kondisi tanah beragam (complex) atau tidak diketahui - Tidak ada data uji sebelumnya - Teknik pemancangan baru atau pengalaman sejenis terbatas

Tinggi

- Kondisi tanah relative seragam (consistent) - Tidak ada data uji sebelumnya - Sedikit pengalaman pemancangan pada tanah

Sedang

79

Jenis dan Jumlah Pengujian Pondasi Tiang Sangat perlu dilakukan pengujian preliminary dan working pile - Pengujian 1 preliminary pile untuk setiap 250 tiang - Pengujian 1 working pile untuk setiap 100 tiang Perlu dilakukan pengujian preliminary dan/atau working pile - Pengujian 1 preliminary pile untuk setiap 500 tiang dan/atau

SPLN T5.008: 2015

sejenis - Kondisi tanah relative seragam (consistent) - Tersedia data uji sebelumnya - Banyak pengalaman pemancangan pada tanah sejenis

Rendah

- Pengujian 1 working pile untuk setiap 100 tiang Tidak harus dilakukan pengujian. Bila dilakukan pengujian maka: - Pengujian 1 preliminary pile untuk setiap 500 tiang dan/atau - Pengujian 1 working pile untuk setiap 100 tiang

Uji beban pondasi tiang preliminary (preliminary pile test) adalah uji beban yang dilakukan pada pondasi khusus untuk pengujian dengan pembebanan maksimum sampai keruntuhan pondasi sedangkan uji beban pada pondasi tiang kerja (working pile) adalah uji beban yang dilakukan pada pondasi kerja dengan pembebanan minimum 100% dan maksimum 200% dari beban rencana.

15.1.3

Lokasi pengujian

Uji beban pondasi secara praktek dapat dilakukan pada dua alternatif lokasi yaitu: 1)

Pondasi Uji Uji beban pondasi umumnya dilaksanakan pada pondasi uji yang dibangun tidak jauh dari pondasi kerja dan kondisi tanah dianggap sama. Pengujian dilakukan dengan pemberian beban secara bertahap sampai dengan terjadinya keruntuhan tanah pondasi;

2)

Pondasi Kerja Apabila terdapat cukup informasi atau pengalaman bahwa desain pondasi telah dilakukan untuk jenis tanah yang sama ditempat lainnya, maka uji beban pondasi dapat dilakukan pada lokasi pondasi kerja. Pemberian beban biasanya dilakukan secara bertahap sampai dengan maksimum 100% dari beban rencana.

Tata cara pengujian pada kedua lokasi tersebut di atas adalah sama yang membedakan hanyalah beban maksimum yang diberikan pada pondasi uji.

15.2

Uji beban aksial tekan

15.2.1 Standar pengujian Peralatan uji, instrumentasi dan prosedur pengujian beban aksial tekan untuk pondasi tower rangka baja mengacu pada standar ASTM D 1143M-07 (2013), “Standard Test Methods for Deep Foundations Under Static Axial Compressive Load”. Standar ini dapat digunakan juga untuk jenis pondasi lainnya seperti pondasi telapak, pondasi blok beton, pondasi rakit dan pondasi angkur. 80

SPLN T5.008: 2015

15.2.2

Peralatan pengujian dan Instrumentasi

Peralatan utama untuk pembebanan dan pengukuran pengujian ditunjukan padap gambar 58 yang terdiri atas: Dongkrak hidrolik (hydraulic jack); Sel beban (load cell). Pengukuran deformasi tiang dilakukan dengan memasang minimum 2 jenis alat ukur yang berbeda yaitu 2 buah dial gauges yang dipasang sejajar sebagai alat ukur primer dan 1 buah alat ukur kawat atau mistar skala survey sebagai alat ukur sekunder yang dipasang saling tegak lurus.

Gambar 58. Sketsa pemasangan peralatan pengujian dengan dongkrak hidrolik

15.2.3

Prosedur pengujian

Metoda pengujian beban pada pondasi tiang, dapat dilakukan dengan 2 (dua) metoda dari 4 (empat) metoda yang terdapat pada standar ASTM D 1143M-07 (2013) yaitu : Slow Maintained Load Test Method (SM Test), Quick Maintained Load Test Method (QM Test), Slow Maintained Load Test Method (SM Test) digunakan apabila settlement merupakan aspek yang menentukan desain dimensi pondasi, sedangkan Quick Maintained Load Test Method (QM Test) digunakan apabila settlementnya tidak menentukan desain dimensi pondasi.

81

SPLN T5.008: 2015

15.2.3.1

Slow Maintained Load Test Method (SM Test)

Metoda pengujian ini merupakan metoda yang direkomendasikan dalam standar ASTM dengan tahapan pengujian sebagai berikut: a. Pemberian beban dibagi dalam 8 tahapan dengan kenaikan yang sama misalnya; 25%, 50%, 75%, 100%, 125%, 150%, 175% dan 200% dari beban rencana/desain; b. Beban pada setiap kenaikannya dipertahankan sampai laju penurunan deformasi mencapai 0.25 mm/jam tetapi tidak melampaui 2 jam; c. Pemberian beban 200% dipertahankan selama 24 jam; d. Setelah itu, beban diturunkan secara bertahap dengan tingkat penurunan sama yaitu 25% dan waktu jeda selama 1 jam untuk setiap tingkat penurunan beban; e. Setelah beban selesai diturunkan seluruhnya, pondasi uji kemudian diberikan lagi beban dengan tingkat kenaikan 50% sampai dengan 200% beban rencana dan waktu jeda untuk setiap kenaikan beban adalah 20 menit; f. Kemudian beban dinaikan dengan laju kenaikan 10% setiap 20 menit sampai pondasi mengalami keruntuhan. Waktu pengujian yang diperlukan untuk metoda ini berkisar antara 40 jam sampai dengan 70 jam bahkan dapat lebih dari itu. Metoda ini dikenal sebagai metoda standar ASTM yang sering digunakan sebelum pelaksanaan konstruksi atau sebelum melaksanakan perancangan detil.

15.2.3.2

Quick Maintained Load Test Method (QM Test)

Dalam standar ASTM metoda ini merupakan metoda alternative (optional) dengan tahapan pengujian adalah sebagai berikut: a. Pembebanan diberikan dalam 20 tahapan kenaikan sampai mencapai 300 % dari beban rencana atau tahapan kenaikan beban adalah sebesar 15 %; b. Pembebanan dipertahankan selama 5 menit untuk setiap tahapan dengan interval pembacaan setiap 2.5 menit; c. Pembebanan pada butir b dilakukan sampai besaran pembebanan mencapai 300 % dari beban rencana; d. Pembebanan diturunkan sampai 0% dalam 4 tahapan penurunan yang sama (tahapan penurunan beban sebesar 75 %); e. Pada setiap penurunan, pembebanan dipertahankan selama 5 menit dengan interval pembacaac setiap 2.5 menit. Metoda ini cepat dan ekonomis dengan waktu penyelesaian pembebanan antara 3 sampai dengan 5 jam, kondisi pembebanan ini mendekati keadaan tanah tidak terdrainasi. Metoda ini tidak dapat digunakan untuk memperkirakan besaran penurunan tanah.

82

SPLN T5.008: 2015

15.2.3.3

Constant Rate Penetration Test Method (CRP Test)

Metoda ini merupakan metoda alternative (optional) dalam standar ASTM dengan tahapan utama sebagai berikut: a. Kepala tiang dibebani sehingga laju kenaikan penurunan tiang sebesar 1.25 mm/menit; b. Besarnya beban tersebut pada butir a direkam setiap saat; c. Pengujian dilaksanakan sampai penurunan tiang mencapai 50 mm sampai 75 mm. Keuntungan dari metoda ini adalah pengujian dapat diselesaikan dalam waktu yang singkat yaitu antara 2 sampai dengan 3 jam dan ekonomis. Metoda ini hanya cocok untuk pondasi tiang dengan daya dukung terbesar dari gesekan selimut tiang, sedangkan untuk pondasi dengan daya dukung ujung kurang cocok karena memerlukan tekanan hidrolik sangat besar. Seperti pada QM Test, metoda ini tidak dapat digunakan untuk memperkirakan penurunan dari pondasi tiang.

15.2.3.4

Swedish Cyclic Test Method (SC Test)

Metoda ini direkomendasikan oleh Swedish Pile Commission dengan tahapan utama sebagai berikut: a. Pembebanan diberikan sampai dengan 1/3 dari beban rencana; b. Pembebanan diturunkan sampai 1/6 dari beban rencana; c. Pembebanan pada butir a dan butir b diulangi sebanyak 20 kali; d. Pembebanan dinaikan sebesar 50 % dari beban pada butir a dan kemudian diturunkan seperti pada butir b; e. Pembebanan pada butir d diulangi seperti pada butir c; f. Pembebanan dilanjutkan dengan tingkat kenaikan seperti pada butir d sampai terjadi keruntuhan. Waktu yang diperlukan untuk pengujian ini sangat lama dengan tahapan yang banyak, sehingga hanya cocok digunakan untuk desain pondasi dengan pembebaban siklik seperti pembebanan gempa atau beban getaran mesin. Perbandingan waktu yang diperlukan untuk pengujian dari metoda-metoda pengujian tersebut diatas ditunjukkan pada Gambar 59 Perbandingan Waktu Pengujian (Fellenius, 1975) dibawah ini. Dari gambar tersebut terlihat bahwa SM Test dan SC Test memerlukan waktu yang lebih lama dari metoda lainnya sedangkan CRP Test merupakan metoda pengujian dengan waktu penyelesaian paling cepat.

83

SPLN T5.008: 2015

Gambar 59. Perbandingan waktu pengujian (Fellenius, 1975)

Pada Gambar 60 Perilaku Penurunan Tiang akibat Pembebanan (Fellenius, 1975) menunjukan perilaku penurunan tiang terhadap pemberian beban.

Gambar 60. Perilaku penurunan tiang akibat pembebanan (Fellenius, 1975)

Dari gambar tersebut terlihat bahwa kurva CRP Test menunjukan perilaku tanah pondasi pada umumnya apabila diberikan pembebanan sampai dengan runtuh dan kurva CRP Test ini serupa dengan kurva QM Test sebelum tanah mengalami keruntuhan. 84

SPLN T5.008: 2015

15.2.4

Interpretasi data pengujian

Metoda interpretasi data hasil pengujian dilakukan dengan menggunakan 3 (tiga) metoda dari beberapa yang terdapat pada standar ASTM D 1143M-07 (2013) sebagai berikut: a. Metoda Davisson (1972); b. Metoda Chin (1970, 1971); c. Metoda De Beer (1967) atau Metoda De Beer & Wallays (1972); d. Metoda Brinch Hansen criteria 90% (1963); e. Metoda Brinch Hansen criteria 80% (1963); f. Metoda Mazur Kiewiecz (1972); g. Metoda Fuller & Hoy (1970); h. Metoda Butler & Hoy (1977); i. Metoda Vander Veen (1953). a. Metoda Davisson Prosedur dari metoda ini untuk menentukan beban keruntuhan pondasi adalah sebagai berikut: 1. Gambarkan grafik pembebanan dan deformasi dari data hasil pengujian seperti pada Gambar 61 Metoda Interpretasi Hasil Pengujian oleh Davisson; 2. Hitung perubahan panjang elastis tiang pondasi untuk suatu besaran data uji pembebanan berdasarkan hukum Hooke sehingga didapatkan titik A pada Gambar 61; Δ = Qva L / (EA) Dengan: Qva = suatu besaran data beban sembarang L = panjang tiang pondasi A = luas penampang tiang pondasi E = modulus elastisitas tiang pondasi 3. Gambarkan garis lurus yang menghubungkan titik O dengan titik A; Gambarkan garis lurus BC sejajar garis OA sehingga memotong kurva hasil pengujian di titik C dengan jarak antara kedua garis tersebut sebesar; X = 4 + b/120 Dengan; X = jarak antara garis OA dengan BC (mm) b = diameter tiang (mm) 4. Daya dukung tiang adalah besarnya beban pada kurva di titik C.

85

SPLN T5.008: 2015

Gambar 61. Metoda interpretasi hasil pengujian oleh davisson

Metoda ini pada awalnya direkomendasikan untuk jenis tiang pancang dengan QM Test dengan kelebihan garis BC dapat digambarkan (dengan Q va adalah daya dukung tiang rencana) sebelum pengujian dilakukan sehingga dapat digunakan sebagai criteria untuk acceptance test atau proof load test. b. Metoda Chin Metoda ini digambarkan seperti pada Gambar 62 Metoda Interpretasi Hasil Pengujian oleh Chin dengan tahapan sebagai berikut: 1. Gambarkan grafik garis ekstrapolasi linier dari kurva pengujian yang dianggap sebagai kurva hiperbolik yaitu dengan membuat plot antara deformasi tiang dibagi dengan beban (Qva/Δ) sebagai ordinat terhadap deformasi tiang (Δ) sebagai absis seperti pada Gambar 62; 2. Kemiringan garis regresi dari data pada butir 1 tersebut diatas adalah C 1; 3. Beban ultimit tiang adalah 1/C1.

Gambar 62. Metoda interpretasi hasil pengujian oleh Chin

Metoda ini dapat digunakan untuk QM Test maupun SM Test asalkan waktu kenaikan maupun penurunan beban adalah konstan.

86

SPLN T5.008: 2015

c. Metoda De Beer Seperti ditunjukan pada gambar 63 Metoda Interpretasi Hasil Pengujian oleh De Beer, tahapan dari metoda ini adalah sebagai berikut: 1. Buat grafik antara pembebanan dengan deformasi dalam skala logaritmik; 2. Grafik yang dihasilkan berupa dua garis lurus yang berpotongan; 3. Beban ultimit tiang terletak pada titik perpotongan kedua garis tersebut diatas.

Gambar 63. Metoda interpretasi hasil pengujian oleh De Beer

Metoda ini sesuai untuk pengujian secara lambat seperti SM Test. d. Metoda Brinch Hansen Kriteria 90% Metoda ini menggunakan cara coba-coba (trial & error) seperti ditunjukan pada Gambar 64 Metoda Interpretasi Hasil Pengujian oleh Brinch Hansen Kriteria 90% dengan prosedur sebagai berikut: 1. Buat grafik antara pembebanan dengan deformasi tiang pondasi dalam skala normal; 2. Ambil suatu titik pada kurva sebagai titik ultimit kemudian baca besaran beban (Qultimit) dan deformasinya (Δulimit); 3. Ambil suatu titik pada kurva dengan ordinat 90% dari Q ultimit yang dicoba pada butir 1, kemudian baca besaran deformasinya; 4. Apabila besaran deformasi untuk beban 90% dari beban ultimit pada butir 3 tersebut besarnya adalah 50% dari Δulimit pada butir 2, maka besaran beban yang diambil pada butir 2 merupakan beban ultimit tiang sedangkan jika tidak sama maka kembali pada butir 2 dengan harga coba-coba beben ultimit yang baru. Metoda ini dapat dipergunakan pada CRP Test.

87

SPLN T5.008: 2015

Gambar 64. Metoda interpretasi hasil pengujian oleh Brinch Hansen kriteria 90%

e. Metoda Brinch Hansen Kriteria 80% Interpretasi dari metoda ini ditunjukan pada Gambar 65 Metoda Interpretasi Hasil Pengujian oleh Brinch Hansen Kriteria 80% dengan tahapan sebagai berikut: 1. Buat ekstrapolasi dari kurva pengujian yang dianggap sebagai kurva parabolik dengan memplot data uji beban sebagai akar dari Q va terhadap deformasi tiang (Δ) yang merupakan garis lurus; 2. Dari hasil regresi data pada butir 1 diatas didapatkan kemiringan garis C 1 dan konstanta garis C2; 3. Besaran beban dan deformasi ultimit tiang pondasi adalah sebagai berikut:

Gambar 65. Metoda interpretasi hasil pengujian oleh Brinch Hansen kriteria 80%

Metoda ini dapat dipergunakan untuk QM Test dan SM Test serta hasilnya sesuai dengan criteria anjlok dari keruntuhan pondasi, namun metoda ini tidak cocok untuk pengujian dengan penurunan beban atau pengujian tidak mencapai keruntuhan dengan criteria anjlok. f.

Metoda Mazur Kiewiecz

Metoda ini ditunjukan seperti pada Gambar 66 Metoda Interpretasi Hasil Pengujian oleh Mazur Kiewiecz dengan tahapan sebagai berikut: 1. Buat grafik kurva pembebanan terhadap deformasi tiang dalam skala normal; 88

SPLN T5.008: 2015

2. Buat pembagian pada sumbu deformasi tiang dengan interval yang sama dan tarik garis vertical sehingga memotong kurva. Dari setiap titik perpotongan tersebut, tarik garis horizontal sehingga berpotongan dengan sumbu beban; 3. Dari setiap titik perpotongan antara garis horizontal dengan sumbu beban digambarkan garis dengan sudut 45° sehingga memotong garis horizontal diatasnya; 4. Garis hubung antara titik-titik perpotongan pada butir 3 diatas pada umumnya akan membentuk garis hamper lurus yang memotong sumbu beban. Titik perpotongan ini merupakan beban ultimit dari tiang pondasi.

Gambar 66. Metoda interpretasi hasil pengujian oleh Mazur Kiewiecz

Metoda ini menganggap kurva merupakan fungsi parabolic, sehingga hasil yang seharusnya mendekati hasil dengan metoda Brinch Hansen Kriteria 80%. Kadangkala garis hubung yang dihasilkan pada butir 4 tidak mendekati garis lurus, sehingga diperlukan justifikasi. g. Metoda Fuller & Hoy Metoda ini sangat sederhana dengan tahapan sebagai berikut: 1. Buat kurva dari hasil pengujian dalam skala normal seperti ditunjukan pada Gambar 67 Metoda Interpretasi Hasil Pengujian oleh Fuller & Hoy dan oleh Butler & Hoy; 2. Beban dan deformasi ultimit tiang adalah titik kurva yang mempunyai kemiringan sebesar 0.05 inch/ton.

Gambar 67. Metoda interpretasi hasil pengujian oleh Fuller & Hoy dan oleh Butler & Hoy

89

SPLN T5.008: 2015

Metoda ini dapat dipergunakan untuk QM Test, namun mempunyai kekurangan apabila dilakukan untuk tiang panjang karena garis elastic dari hasil pengujian cukup panjang sehingga titik dengan garis kemiringan 0.05 inch/ton akan didapat jauh sebelum keruntuhan yang sebenarnya terjadi. h. Metoda Butler & Hoy Seperti ditunjukan pada Gambar 67 Metoda Interpretasi Hasil Pengujian oleh Fuller & Hoy dan oleh Butler & Hoy, metoda ini mempunyai tahapan sebagai berikut: 1. Gambarkan kurva hasil pengujian dalam skala normal; 2. Beban dan deformasi ultimit tiang adalah merupakan titik perpotongan antara garis yang mempunyai kemiringan 0.05 inch/ton seperti pada metoda Fuller & Hoy dengan salah satu dari garis sebagai berikut: a. Garis kemiringan pada awal kurva elastis atau; b. garis kurva yang sejajar dengan kurva pelepasan beban yang dimulai dari titik O (tidak ditunjukan pada gambar). Metoda ini sesuai digunakan untuk QM Test. i.

Metoda Vander Veen

Metoda ini terdiri dari tahapan sebagai berikut: 1. Pilih sembarang besaran nilai beban yang dianggap sebagai beban ultimit (Q v)ult; 2. Buat grafik ln(1-Qva/(Qv)ult) untuk setiap harga Qva (nilai beban dari data pengujian) terhadap harga deformasi yang bersangkutan seperti yang ditunjukan pada Gambar 68 Metoda Interpretasi Hasil Pengujian oleh Vander Veen; 3. Apabila grafik masih merupakan garis lengkung maka ambil harga pemisalan (Qv)ult yang lain dan ulangi tahapan pada butir 2; 4. Apabila grafik merupakan garis lurus (mendekati garis lurus) maka harga pemisalan (Qv)ult merupakan beban ultimit dari tiang pondasi.

Gambar 68. Metoda interpretasi hasil pengujian oleh Vander Veen

Kekurangan dari metoda ini adalah memerlukan perhitungan yang rumit.

90

SPLN T5.008: 2015

Studi yang dilakukan oleh Joshi dan Sharma (1987) terhadap 9 metoda interpretasi tersebut diatas untuk 5 data hasil pengujian SM Test pada jenis pondasi tiang yang berbeda menyimpulkan beberapa hal sebagai berikut: 1. Untuk pondasi tiang bor dan tiang dengan pembesaran ujung (belled pile), metoda Fuller & Hoy memperkirakan beban ultimit dengan baik; 2. Untuk tiang pondasi Franki, metoda Davisson, Fuller & Hoy serta Buttler & Hoy memperkirakan beban ultimit dengan baik; 3. Untuk tiang pancang baja H, metoda Brinch Hansen Kriteria 90% dan metoda Fuller & Hoy memprediksi beban ultimit dengan baik. Sedangkan hasil studi yang serupa oleh Fellenius (1980) pada tiang pancang beton dengan CRP Test menunjukkan bahwa interpretasi dengan metoda Fuller & Hoy, Brinch Hansen Kriteria 90% dan metoda Vander Veen menghasilkan prediksi yang lebih rasional dibandingkan dengan metoda lainnya. Dari seluruh kasus yang ditinjau, secara umum metoda De Beer dan metodaDavisson menghasilkan prediksi yang konservatif sedangkan metoda Chin memberikan nilai diatas beban keruntuhan pengujian keruntuhan aktual. Metoda Fuller & Hoy merupakan metoda yang menghasilkan nilai yang paling rasional. Sebagai gambaran dari hasil studi tersebut dapat dilihat pada Tabel 16 Beban Keruntuhan dari berbagai Metoda Interpretasi dibawah ini: Tabel 16. Beban Keruntuhan dari berbagai Metoda Interpretasi

15.3

Uji beban aksial tarik

15.3.1

Standar pengujian

Peralatan uji, instrumentasi dan prosedur pengujian beban aksial tarik untuk pondasi tower rangka baja mengacu pada standar ASTM D 3689M-07 (2013) e1, “Standard Test Methods for Deep Foundations Under Static Axial Tensile Load”. Standar ini dapat digunakan juga untuk jenis pondasi lainnya seperti pondasi telapak, pondasi blok beton, pondasi rakit dan pondasi angkur. 91

SPLN T5.008: 2015

15.3.2

Peralatan pengujian dan Instrumentasi

Peralatan pengujian dan instrumentasi terdiri peralatan pemberian pembebanan dan peralatan pengukuran pergerakan pada tiang pondasi uji. Pada Gambar 69 ditunjukan tipikal peralatan pemberian pembebanan yang umum dipergunakan. Gambar 69 beban tarik diberikan oleh satu dongkrak hidrolik yang diletakan diantara balok uji (test beam) dengan balok reaksi yang diangkur pada tiang uji.

Gambar 69. Tipikal peralatan pembebanan dengan satu dongkrak hidrolik

Jarak bebas minimum antara tiang uji dengan balok reaksi adalah 5 kali diameter tiang uji tetapi tidak kurang dari 2.5 m. Persyaratan kalibarasi dan kekuatan balok uji dan balok reaksi adalah sama dengan pengujian untuk beban aksial tekan. 92

SPLN T5.008: 2015

Jenis dan persyaratan peralatan pengukuran pergerakan untuk pengujian beban aksial tarik adalah sama dengan peralatan pengukuran pergerakan untuk pengujian beban aksial tekan.

15.3.3

Prosedur pengujian

Metoda pemberian pembebanan untuk pengujian beban aksial tarik adalah sama dengan untuk beban aksial tekan, yang membedakan hanya arah dari bebannya.

15.3.4

Interpretasi data pengujian

Metoda interpretasi hasil pengujian untuk memprediksi beban keruntuhan tiang dipengaruhi oleh toleransi pergerakan tiang uji pada saat terjadinya keruntuhan. Secara umum beban keruntuhan pada pembebanan aksial tarik lebih mudah dibedakan dari pada untuk pengujian aksial tekan karena penurunan tahanan gesek yang cukup besar menjelang keruntuhannya dapat terukur dengan lebih jelas. Beban keruntuhan / ultimit dapat dianggap sebagai beban aksial tarik minimum dari 3 kriteria di bawah ini (Sharma et. al, 1984): 1. Beban ultimit tarik adalah besarnya beban tarik yang menghasilkan pergerakan bersih (net movement) dari ujung atas tiang uji sebesar 6.25 mm (0.25 inch); 2. Beban ultimit tarik terjadi di titik perpotongan dari 2 garis singgung pada kurva pengujian; 3. Beban ultimit tarik pada saat terjadinya kenaikan pergerakan yang tiba-tiba yang tidak proporsional (titik pada kurva yang paling tajam). Sebagai contoh dari criteria untuk menentukan beban ultimit tarik ini ditunjukkan pada Gambar 70 Contoh Penentuan Beban Ultimit Tarik Tiang (Sharma et. al., 1984) dibawah ini:

Gambar 70. Contoh penentuan beban ultimit tarik tiang (Sharma et. al., 1984)

93

SPLN T5.008: 2015

Dari gambar tersebut diatas didapatkan beban ultimit tarik berdasarkan 3 kriteria diatas adalah sebagai berikut: a. Kriteria 1 : 758 kN; b. Kriteria 2 : 779 kN; c. Kriteria 3 : 800 kN. Sehingga beban ultimit tarik dari tiang uji adalah yang mempunyai nilai minimum dari 3 kriteria diatas yaitu sebesar 758 kN.

15.4

Uji beban lateral

Peralatan uji, instrumentasi dan prosedur pengujian beban lateral untuk pondasi tower rangka baja mengacu pada standar ASTM D 3966M-07 (2013) e1, “Standard Test Methods for Deep Foundations Under Lateral Load”. Standar ini dapat digunakan juga untuk jenis pondasi lainnya seperti pondasi telapak, pondasi blok beton, pondasi rakit dan pondasi angkur.

15.4.1 Peralatan Pengujian dan Instrumentasi Peralatan pemberian pembebanan untuk pengujian beban lateral tiang ditunjukan pada Gambar 71 dimana beban diberikan dengan dongkrak hidrolik yang ditempatkan diantara tiang uji dengan penumpu yang dapat berupa (a) tiang reaksi, (b) dean atau (c) platform.

94

SPLN T5.008: 2015

Gambar 71. Peralatan pembebanan pengujian beban lateral (a) Tiang Reaksi, (b) Dean, (c) Platform

Peralatan pengukuran pergerakan tiang yang umum digunakan biasanya ditempatkan pada 2 lokasi alternatif yaitu peralatan yang diletakan di kepala tiang (untuk mengukur pergerakan total) dan peralatan yang diletakan pada beberapa titik sepanjang tiang (untuk mengukur distribusi pergerakan atau deformasi tiang). Jenis peralatan yang dipakai terdiri dari dial gauges seperti ditunjukan pada Gambar 71, sistem kawat-cermin seperti ditunjukan pada Gambar 72 dan inclinometer seperti ditunjukan pada Gambar 73.

95

SPLN T5.008: 2015

Gambar 72. Sistem pengukuran kawat-cermin

Gambar 73. Sistem pengukuran inklinometer

Alat pengukur dial gauges dan kawat-cermin digunakan untuk pengukuran pergerakan total yang ditempatkan pada kepala tiang sedangkan pengukur inclinometer ditempatkan pad sumbu tiang uji untuk mengukur distribusi pergerakan atau deformasi lentur tiang. Sebaiknya digunakan paling sedikit 2 buah peralatan pengukuran pergerakan dalam setiap pengujian.

15.4.2

Prosedur Pengujian

Prosedur pengujian terdiri dari 2 tahapan utama pembebanan yaitu:

96

SPLN T5.008: 2015

1. Pembebanan Standar: a. Berikan beban total dalam 10 tahap sampai dengan 200% beban rencana yaitu misalkan 25%, 50%, 75%, 100%, 125%, 150%, 170%, 180%, 190% dan 200%. Pembebanan pada 25% dan 50% dipertahankan selama 10 menit, pembebanan 75% dipertahankan selama 15 menit sedangkan pembebanan lainnya selama 20 menit; b. Setelah beban mencapai 200%, beban ini dipertahankan selama 60 menit kemudian beban diturunkan dengan tahapan setiap 50% yaitu misalnya 150%, 100%, 50% dan 0% dengan pembebanan dipertahankan selama 10 menit untuk setiap tahapan penurunan; c. Pada setiap tahapan catat besarnya pembebanan dan pergerakan. 2. Pembebanan diluar Standar: a. Setelah pengujian dengan pembebanan standar selesai dilakukan seperti pada butir 1, naikan beban dalam tahapan 50 % sehingga mencapai 200% dari beban rencana dengan durasi setiap 10 menit untuk setiap tahapan; b. Kemudian beban dinaikan dengan tahapan kenaikan 10% setiap 15 menit sampai dengan tiang mengalami keruntuhan atau sampai dengan nilai beban yang ditetapkan lainnya; c. Beban maksimum pada butir b dipertahankan selama 30 menit kemudian beban diturunkan pada tingkat 75%, 50%, 25% dan 0% dengan waktu penahanan beban selama 10 menit untuk setiap tahapan.

15.4.3

Interpretasi Data Pengujian

Beban ultimit lateral dari tiang uji ditetapkan berdasarkan nilai terendah dari 2 kriteria dibawah ini: 1. Beban pada saat terjadinya pergerakan sebesar 6.25 mm (0.25 inch) atau, 2. Beban pada titik perpotongan dari 2 garis singgung pada kurva pengujian. Kedua kriteria ini ditunjukan pada Gambar 74 dibawah ini:

Gambar 74. Contoh kurva pengujian pembebanan lateral

97

SPLN T5.008: 2015

Beban lateral ultimit berdasarkan 2 kriteria diatas adalah sebagai berikut; a. Kriteria 1 : 96.5 kN; b. Kriteria 2 : 100 kN. Sehingga beban lateral ultimit tiang uji adalah sebesar 96.5 kN.

98

Spln Pondasi Tower Transmisi.pdf 1n5j4y

Overview 26281t

More details 6y5l6z

Related Documents 3h463d

Spln Pondasi Tower Transmisi.pdf 1n5j4y

Kriteria Umum Design Pondasi Tower Transmisi Listrik 3s1z2g

Spln 63135q

Pondasi 6h143r

Spln 90_1990 3g17f

Spln 72_1987 536h1p

More Documents from "Grace" 6ps5n

Quiz 2 Gestion Del Talento Humano s5r4n

4p345f

4p345f

Prosthodontic Treatment For Edentulous Patients- Complete Dentures And Implant-ed Prostheses, 12th Edition z5oq

Clinicas Bogota 3n2d6b

Spln Pondasi Tower Transmisi.pdf 1n5j4y