PERANCANGAN MODIFIKASI STRUKTUR GEDUNG PUNUNJANG MEDIS DENGAN SISTEM FLAT SLAB

1

PERANCANGAN MODIFIKASI STRUKTUR GEDUNG PUNUNJANG MEDIS DENGAN SISTEM FLAT SLAB DAN DAN SHEARWALL PADA WILAYAH GEMPA MENENGAH

SEBAGAI PENGGANTI SISTEM KONVENSIONAL Nama Mahasiswa : Muhammad Hadid

Nrp : 3109.106.002

Prodi/Jurusan : Program Studi Sarjana Lintas Jalur Jurusan Teknik Sipil

Fakultas : Fakultas Teknik Sipil dan Perencanaan - ITS

Dosen Pembimbing : Ir. Kurdian Suprapto, Ms : Bambang Piscesa, ST, MT Abstrak,

Rumah sakit merupakan fasilitas publik yang vital pada suatu wilayah atau kawasan. Keberadaan rumah sakit berpengaruh terhadap kesejahteraan masyarakat sekitar khusunya dalam bidang kesehatan. Peningkatan jumlah penduduk menjadi pertimbangan untuk menambah fasilitas pada rumah sakit yang terdapat di suatu daerah. Untuk peningkatan pelayanan pada Rumah Sakit Daerah Bojonegoro, perlu dibangun sebuah gedung penunjang medis dengan fungsi tidak hanya sebagai laboratorium, terapi, dan oprasi tapi bisa menampung pasien rawat inap. Melihat pentingnya peran rumah sakit di suatu daerah maka diangkatlah Gedung Penunjang Medis RSUD Bojonegoro sebagai objek tugas akhir dengan tema perancangan struktur dengan sistem flat slab dan shearwall pada wilayah gempa menengah dengan menggunakan peraturan gempa dan pembebanan terbaru.

Peracangan Gedung Penunjang Medis RSUD Bojonegoro menggunakan sistem flat slab dan shearwall sebagai perkuatan dalam menerima beban gempa pada wilayah gempa menengah. Perancangan sendiri mengacu pada SNI 03-2847-2002 tentang Tata Cara Perhitungan Struktur Beton Bertulang untuk Gedung, RSNI 03-1726-2010 tentang Tata Cara Perhitungan Gempa untuk Bangunan Gedung, dan RSNI 03-1727-1989 tentang Tata Cara Perhitungan Pembebanan untuk Bangunan Rumah dan Gedung. Untuk Analisa Struktur menggunakan analisa dinamis dengan permodelan tiga dimensi dengan program komputer. Hasil dari perancangan didapatkan tebal pelat 200 mm dan tebal drop panel 150 mm dengan penggunaan kolom dengan dimensi 750 mm x 750 mm. Dinding geser dirancang dengan ketebalan 300 mm dengan menggunakan komponen batas. Dari analisa dinamis didapatkan bahwa struktur gedung memenuhi syarat drift dengan periode (T) untuk model cracked sebesar 1.2 detik.

Kata kunci :

Flat slab, Shear wall, drift, periode PENDAHULUAN

Latar Belakang

Flat slab merupakan sistem yang relatif baru bagi negara kita karena aplikasinya masih sangat sedikit dibandingkan sistem rangka pemikul momen (SRPM). Penggunaan metode flat slab di Indonesia kebanyakan digunakan pada mall-mall yang lebih menonjolkan sisi arsitektural. Gedung-gedung bertingkat lain seperti perkantoran, apartement, dan rumah sakit banyak menggunakan system rangka pemikul momen dibandingkan metode flat slab. Selain itu, orang cenderung memilih system rangka pemikul momen karena dianggap lebih kokoh

dan kuat. Karena alasan tersebut maka diangkatnya metode flat slab sebagai tema Proyek Akhir ini untuk mengenalkan kepada masyarakat luas tentang penggunaan metode flat slab pada konstruksi gedung bertingkat.

Objek yang digunakan dalam aplikasi metode flat slab ini adalah Gedung Penunjang Medis RSUD Bojonegoro. Gedung ini awalnya merupakan gedung tiga tingkat yang menggunakan Sistem Rangka Pemikul Momen (SRPM). Gedung ini akan dimodifikasi bentuk serta sistem rancangnya. Untuk modifikasi gedung ini meliputi, penambahan lantai menjadi sepuluh lantai, pengaturan tata letak ruangan, tangga dan lift. Untuk sistem rancang akan

2 diaplikasikan metode flat slab yang digabungkan dengan dinding geser untuk membah kehandalan gedung.

Telah banyak dilakukan studi tentang flat slab. Diantaranya Kumaedah (2008) melakukan penulisan tentang metode flat slab ini hanya merencanakan drop panel tanpa column capital menghasilkan kesimpulan penggunaan metode flat slab yang dipadukan dengan dinding geser dapat dilakukan pada zona gempa menengah (zona gempa 3).

Dilihat dari sisi Arsitektural sistem ini memiliki nilai artistik lebih. Ruang bebas antar tingkat tidak terganggu karena tidak terhalang adanya balok. Tidak terdapatnya balok memudahkan dalam pengaturan ruang bebas antar lantai. Selain itu, bentuk perbesaran kepala kolom dapat dimodifikasi sehingga dapat menonjolkan sisi arsitektural interior gedung.

Permasalahan Utama

Bagaimana merancang gedung dengan sistem flat slab dan shearwall pada zona menengah dengan menggunakan peraturan gempa dan pembebanan terbaru.

Tujuan Penulisan

Dapat merancang struktur gedung dengan menggunakan system flat slab dan shearwall (dinding geser) pada wilayah gempa menengah dengan mengacu pada peraturan gempa dan peraturan pembebanan baru.

Manfaat Penulisan

Melalui penulisan tugas akhir ini diharapkan dapat mengenalkan metode flat slab dalam perencanaan konstruksi gedung, memberikan alternatif penggunaan metode konstruksi selain metode konvensional.

TINJAUAN PUSTAKA

Struktur Slab

Pelat lantai merupakan panel–panel beton bertulang yang memungkinkan bertulangan satu atau dua arah, tergantung sistem strukturnya. Jika nilai perbandingan antara panjang dan lebar pelat lebih dari 2, digunakan penulangan 1 arah

(one way slab).Dan apabila nilai perbandingan antara panjang dan lebar pelat tidak lebih dari 2, digunakan penulangan 2 arah (two way slab) (Winter dan Nilson 1993). flat slab dan flat plate dicirikan tidak adanya balok-balok sepanjang garis kolom dalam,namun balok-balok tepi luar lantai boleh jadi ada atau tidak ada (Wang dan Salmon, 1985). Perbedaan flat slab dengan flat plate adalah terdapatnya drop panel (pertambahan tebal pelat di dalam daerah kolom) dan atau kepala kolom (column capital, yaitu pelebaran yang mengecil dari ujung atas kolom. Sedangkan pada flat plate tebal pelat yang digunakan merata dan kekuatan geser dengan penanaman sengkang berbentuk U biasa dikenal dengan penguat dengan kepala geser (sheared reinforcement) di dalam pelat dengan tebal yang merata. Dengan demikian, flat slab lebih cocok digunakan untuk panel yang lebih besar dan memikul beban yang lebih berat dibanding flat plate.

Analisa Struktur Slab

Analisa Struktur Flat slab menurut pendekatan ACI menggunakan pendekatan semielastis dengan dua alternatif untuk analisis dan desain sistem rangka plat dan slab dua arah yakni metode desain langsung (direct design method) dan metode portal ekuivalen (equivalent frame method). Pada dasarnya metode portal ekuivalen memerlukan distribusi momen beberapa kali, sedangkan metode desain langsung hanya berupa pendekatan dengan satu kali distribusi momen.

Metode desain langsung (direct design

method)

Metode langsung merupakan metode pendekatan ACI untuk mengevaluasi dan mendistribusikan momen total pada panel slab dua arah. dengan metode ini diupayakan slab dapat dihitung sebagai bagian dari balok pada suatu portal. Hasil yang diperoleh dengan meggunakan metode pendekatan ini adalah pendekatan momen dan geser dengan menggunakan koefisien-koefisien yang disederhanakan.

Metode portal ekivalen (equivalent frame

method)

Pada metode portal (rangka) ekuivalen menganggap portal idealisasi ini serupa dengan portal aktual sehingga hasilnya akan lebih eksak dan mempunyai batasan penggunaan yang lebih

3 sedikit dibandingkan dengan metode desain langsung (Nawy, 1998). Pada metode portal ekuivalen, struktur dibagi menjadi portal menerus yang berpusat pada kolom dalam masing-masing arah yang saling tegak lurus. Masing-masing portal ini terdiri atas sederetan kolom dan slab lebar dengan balok, apabila ada, diantara garis pusat panel (Nawy, 1998).

METODE PENGERJAAN

Umum

Pada Bagian ini dijelaskan secara singkat tentang metode-metode baik literatur maupun perhitungan yang digunakan dalam penyusunan proyek akhir ini. Berikut adalah bagan alir pengerjaan proyek akir ini

Gambar bagan alir pengerjaan

PERANCANGAN STRUKTUR

SEKUNDER

Perancangan Tangga

Pada perancangan tangga, perletakan tangga dianggap menggunakan perletakan sendi-rol sehingga dalam menghitung reaksi perletakan dan gaya-gaya dalam dapat dilakukan

menggunakan cara mekanika teknik statis

tertentu. Dari gaya dalam khususnya momen digunakan untuk perhitungan kebutuhan tulangan. Momen yang diambil merupakan momen maksimal dari tiap-tiap bentang

gambar denah tangga

gambar tampak samping tangga

Perhitungan kebutuhan tulangan

Perhitungan kebutuhan tulangan tangga berdasarkan momen maksimum yang terjadi pada tiap bentang baik bagian pelat tangga maupun pelat tangga.

Perancangan Balok Bordes

Pada bab sebelumnya balok bordes dirancang dengan ukuran 250 400 mm. Selain memikul beban sendiri, balok bordes juga menerima beban perletakan dari tangga dalam hal ini RA.

Perhitungan kebutuhan tulangan

Momen ultimit (Mu) yang didapat dari kombinasi pembebanan akan digunakan untuk merancang tulangan lentur, sedangkan untuk tulangan geser, beban merata ultimit (Qu) akan

NAIK 1800 3300 6 0 0 0 1 5 0 0 3 0 0 1 5 0 0

1800

3300

± 2.00 ± 4.00

4 diubah mnjadi gaya geser terfaktor (Vu) sebagai beban rencana.

Perancangan Balok Elevator

Balok Elevator berfungsi menahan beban mesin serta akibat kinerja elevator itu sendiri. Pada desain dimensi sebelumnya diperoleh dimensi balok pemisah sangkar dan penumpu yakni 300 500 mm. Dari dimensi ini akan dianalisa apakah penampang dengan tulangan yang direncanakan mampu memikul beban yang diberikan. Perancangan tergantung dari reaksi yang diberikan oleh mesin elevator

6000

E

F

6000

gambar Denah mesin elevator

Tabel kebutuhan tulangan balok elevator

ANALISA GEMPA DAN

PEMBEBANAN

Pembebanan Struktur

Beban yang direncanakan antara lain beban akibat gravitasi yakni beban mati, beban hidup serta beban akibat gempa.

Beban Gravitasi

Pembebanan pada pelat dihitung baik beban mati maupun beban hidup desain.

Berat Gedung

Berat gedung dihitung berdasarkan beban mati dan beban hidup yang ada pada gedung.

Analisa Beban Gempa

Penentuan jenis tanah

Untuk mendapatkan kelas situs harus terlebih dahulu mengidentifikasi jenis tanah. Untuk mendapatkan jenis tanah berdasarkan kelas situs pada RSNI 03-1726-2010 pasal 5.3 sesuai dengan beberapa parameter antara lain kecepatan rata-rata gelombang geser ( ), tahanan penetrasi standar lapangan rata-rata ( ), Kuat geser nirlair rata-rata ( ).

Dari hasil perhitungan di atas didapat nilai = 16.615 > 15, = 16.615 < 50 maka dari klasifikasi tanah sesuai RSNI 03-1726-2010 pasal 5.3 tabel 3 atau ditunjukan pada Error! Reference source not found. diatas, jenis tanah yang digunakan termasuk jenis tana sedang (SD)

Gambar zona gempa daerah Pekanbaru pada percepatan 0.2 detik (atas) dan 1 detik (bawah)

Balok As tulanga n pa sa ng φ Mn (KNm ) Mu ( KNm) tarik As(mm2) tekan As’(m m2) A - C 1 8D25 3927 3D16 603.19 467.56 400.62 2 4D25 1963.5 2D16 402.12 254.84 195.52 3 6D25 2945.24 3D16 603.19 337.4 291.7 1 - 3 A 6D25 2945.24 3D16 603.19 337.4 339.6 B 6D25 2945.24 3D16 603.19 337.4 211.7 C 8D25 3927 3D16 603.19 467.56 378.92

5 Dari Gambar diatas didapatkan nilai Ss untuk wilayah Pekanbaru, Riau 0.4 (batas atas), dan untuk nilai S1 0.25 (batas atas). Dari nilai Ss and S1 didapatkan Koefisien situs Fa dan Fv

48 . 1 = Fa 4 . 2 = Fv S MS Fa S S = × 32 . 0 2 . 0 6 . 1 × = = MS S 1 1 Fv S S_M = × 24 . 0 10 . 0 4 . 2 1= × = M S

Periode fundamental pendekatan (T

a

)

Perioda fundamental pendekatan (Ta), dalam

detik harus ditentukan dari persamaan berikut :

x n t a Ch

T =

Dengan demikian didapat periode fundamental pendekatan (Ta) dengan tinggi bangunan 40

meter adalah det 776184 . 0 400 0488 . 0 × 0.75= = a T

Prosedur gaya lateral ekivalen

Gaya geser seismik, Vs dalam arah yang

ditetapkan harus ditentukan dengan persamaan 27 pada SNI 03-1726-2010 berikut:

W C V_s = _s⋅

Cs : Koefisien respon seismik

W : Berat seismik efektif

4.2.1.1 Perhitungan koefisien respon seismik (Cs)

Koefisien respon seismik Cs didapatkan dengan

persamaan 28 SNI 03-1726-2010 berikut:

      = e DS s I R S C

Cs : Koefisien respon seismik

R : Faktor modifikasi Ie : Faktor keutamaan hunian

Nilai Cs tidak perlu melebihi persamaan berikut

      = e D s I R T S C 1

Cs harus kurang dari

Cs = 0.0044SDSIe ≥ 0.01 Sehingga didapat, 049 . 0 5 . 1 5 . 6 213 . 0 ₌       =       = e DS s I R S C 01 . 0 014 . 0 5 . 1 213 . 0 044 . 0 ⋅ ⋅ = > = s C (memenuhi)

Tidak perlu lebih besar dari

049 . 0 094 . 0 5 . 1 5 . 6 776 . 0 317 . 0 1 _{= >}       =       = e D s I R T S C (memenuhi)

Sehingga nilai Cs yang digunakan adalah 0.094 kg 1452733 15454608kg 094 . 0 ⋅ = = ⋅ =C W V_{s s}

Distribusi vertikal gaya gempa

Gaya gempa lateral (Fx) yang timbul di semua

tingkat harus ditentukan dari persamaan berikut :

V C F_x = _vx ,dengan nilai

∑

= _k i i k x x vx h w h w C Keterangan

Cvx : Faktor distribusi vertikal

V : Gaya lateral disain total atau geser di dasar struktur (kN)

wi dan

wx

: Bagian berat seismik efektif total struktur (W) yang ditempatkan atau dkenakan pada tingkat I atau x

hi dan

hx

: Tinggi (m) dari dasar sampai tingkat atau x

k : Eksponen yang terkait dengan perioda struktur

Untuk perioda sebesar 0.5 detik atau kurang,k=1

Untuk perioda sebesar 0.5 detik atau lebih, k = 2

6 Untuk perioda antara 0.5 dan 2.5 detik, k harus sebesar 2 atau ditentukan dengan interpolasi linear antara 1 dan 2

Kontrol spektrum respons ragam

Sesuai pasal 7.9.4.1 SNI 03-1726-2010 bila kombinasi respons untuk geser dasar ragam (Vt) lebih kecil 85 persen dari geser yang dihitung (V) menggunakan prosedur gaya lateral ekivalen, maka gaya harus dikalikan dengan 0.85V/Vt. Berikut adalah hasil perbandingan

base shear antara analisa menggunakan analisa dinamis dan analisa statik ekivalen.

tabel kontrol base shear analisa dinamis dengan analisa statik ekivalen

Vx Vy 85%Vx 85%Vy

RSPX 15363,28 6661,76

RSPY 7170,65 14661,2

STX -18073,35 -7463,73 -15362,35 -6344,17

STY -4707,88 -17246,6 -4001,7 -14659,6

Dari hasil diatas didapatkan nilai base shear dari hasil dari analisa dinamis lebih besar dari 0.85V sehingga memenuhi persyaratan dari SNI 03-1726-2010 pasal 7.9.4.1

Penentuan simpangan antar tingkat dan

kontrol drift

Penentuan simpangan antar lantai tingkat (∆) harus dihitung sebagai perbedaan defleksi pusat massa di tingkat teratas dan terbawah yang ditinjau. Defleksi pusat massa di tingkat x (δx)

harus ditentukan sesuai dengan persamaan 40 pada SNI 03-1726-2010 berikut :

e xe d x I C δ δ = Keterangan :

Cd : Faktor pembesaran defleksi

δxe : Defleksi pada lokasi yang disyaratkan

Ie : Faktor keutamaan

Sesuai RSNI 03-1726-2010 pasal 7.12.1 batasan untuk struktur lain dengan kategori resiko III adalah 0.015hsx. Simpangan yang terjadi akibat

gempa arah x dan gempa arah y dikatakan aman harus tidak boleh lebih besar dari nilai 0.015hsx.

tabel kontrol simpangan beban gempa statik arah x

Tabel kontrol simpangan beban gempa statik arah y

Tabel kontrol simpangan beban gempa dinamis arah

x

tabel kontrol simpangan beban gempa dinamis arah y

∆a,x dan ∆a,y dan merupakan batas simpangan

maksimum yang dijinkan yang dipeoleh dari nilai 0.015hsx dengan hx merupakan tinggi tiap

tingkat. Diatas bangunan dinyatakan memenuhi persyaratan kontrol simpangan antar lantai. PERANCANGAN STRUKTUR PRIMER

x y x y δsx-x δsx-y δ δ STORY10 40 0,0816 0,0241 0,272 0,080333 0,6 STORY9 36 0,072 0,0212 0,24 0,070667 0,54 STORY8 32 0,0621 0,0182 0,207 0,060667 0,48 STORY7 28 0,052 0,0151 0,173333 0,050333 0,42 STORY6 24 0,0419 0,0121 0,139667 0,040333 0,36 STORY5 20 0,032 0,0092 0,106667 0,030667 0,3 STORY4 16 0,0227 0,0065 0,075667 0,021667 0,24 STORY3 12 0,0143 0,0041 0,047667 0,013667 0,18 STORY2 8 0,0073 0,0021 0,024333 0,007 0,12 STORY1 4 0,0023 0,0006 0,007667 0,002 0,06 story hi (m) ∆a x y x y δsy-x δsy-y δ δ STORY10 40 0,0245 0,088 0,081667 0,293333 0,6 STORY9 36 0,0216 0,0773 0,072 0,257667 0,54 STORY8 32 0,0186 0,0663 0,062 0,221 0,48 STORY7 28 0,0156 0,0552 0,052 0,184 0,42 STORY6 24 0,0126 0,0442 0,042 0,147333 0,36 STORY5 20 0,0096 0,0336 0,032 0,112 0,3 STORY4 16 0,0068 0,0236 0,022667 0,078667 0,24 STORY3 12 0,0043 0,0148 0,014333 0,049333 0,18 STORY2 8 0,0022 0,0075 0,007333 0,025 0,12 STORY1 4 0,0007 0,0023 0,002333 0,007667 0,06 story hi (m) ∆a x y x y δdx-x δdx-y δ δ STORY10 40 0,0814 0,0529 0,271333 0,176333 0,6 STORY9 36 0,0726 0,0461 0,242 0,153667 0,54 STORY8 32 0,0633 0,0393 0,211 0,131 0,48 STORY7 28 0,0537 0,0325 0,179 0,108333 0,42 STORY6 24 0,0439 0,0258 0,146333 0,086 0,36 STORY5 20 0,034 0,0194 0,113333 0,064667 0,3 STORY4 16 0,0244 0,0136 0,081333 0,045333 0,24 STORY3 12 0,0156 0,0084 0,052 0,028 0,18 STORY2 8 0,0082 0,0043 0,027333 0,014333 0,12 STORY1 4 0,0026 0,0013 0,008667 0,004333 0,06 story hi (m) ∆a x y x y δdy-x δdy-y δ δ STORY10 40 0,0212 0,0849 0,070667 0,283 0,6 STORY9 36 0,019 0,0755 0,063333 0,251667 0,54 STORY8 32 0,0166 0,0657 0,055333 0,219 0,48 STORY7 28 0,0141 0,0556 0,047 0,185333 0,42 STORY6 24 0,0115 0,0453 0,038333 0,151 0,36 STORY5 20 0,0089 0,0349 0,029667 0,116333 0,3 STORY4 16 0,0064 0,025 0,021333 0,083333 0,24 STORY3 12 0,0041 0,0159 0,013667 0,053 0,18 STORY2 8 0,0021 0,0083 0,007 0,027667 0,12 STORY1 4 0,0007 0,0026 0,002333 0,008667 0,06 story hi (m) ∆a

7

Perancangan Balok Tepi

Untuk perancangan balok tepi diambil nilai terbesar dari hasil kombinasi-kombinasi beban rencana tiap lantai. Dengan demikian balok tepi keseluruhan dari tiap lantai dirancang mampu menerima beban maksimum. Dalam perhitungan diambil contoh balok tepi dari lantai 7 As 1 joint B-C serta balok tepi lantai atap As 1 joint B-C. Berikut merupakan gambar detail tulangan untuk balok tepi lantai 1 s/d 9. Gambar a merupakan detail tulangan untuk daerah tumpuan dan gambar b merupakan detail tulangan untuk daerah lapangan.

600 400 600 400 8D22 6D22 6D22 8D22 2D22 2D22 Ø10-150 2D22 2D22 Ø10-200 (a) (b)

gambar detail tulangan balok tepi lantai 1 s/d 9

Perancangan Pelat

Dari analisa struktur dengan bantuan program ETABS diperoleh gaya-gaya yang terjadi pada pelat akibat beban rencana. Gaya-gaya dalam yang terjadi yang digunakan sebagai dasar perancangan tulangan pelat adalah momen dan geser. Untuk momen diperhitungkan terhadap sumbu gedung baik searah sumbu x maupun sumbu y sesuai dengan momen yang terjadi sesuai arah sumbu. Untuk perancangan tulangan arah x momen yang digunakan adalah M1-1 sedangkan untuk arah y momen yang digunakan adalah M2-2

Analisa struktur pelat

Pada perancangan tulangan lentur pelat diambil nilai terbesar. Untuk perancangan tulangan lentur lantai 1 s/d 9 terwakili oleh pelat lantai 5 F1832 untuk momen arah x, dan pelat lantai 6 F1832 untuk momen arah y. Sedangkan untuk tulangan lantai atap diambil momen terbesar untuk tiap-tiap arah sumbu

tabel kebutuhan tulangan pelat

tabel kebutuhan tulangan geser pelat

Perancangan Kolom

Perancangan kolom diambil contoh kolom pada lantai dasar As dengan data-data sebagai berikut

• Dimensi Kolom : 750 750 mm

• Mutu baja (fy) : 400 MPa

• Mutu beton (f’c) : 35 MPa

• Selimut beton : 40 mm

• Tulangan utama : D22 mm

• Tulangan sengkang : Ø16

• Tinggi kolom : 4000 mm Berikut adalah gaya-gaya yang bekerja pada kolom interior As C2

tabel beban kombinasi dan gaya yang terjadi pada kolom interior

Jenis Beban Axial (KN) Momen (KN.m) Mati (D) 2376.48 0.70 Hidup (L) 967.48 0.43 Gempa (E) 4.54 63.68 Kombinasi 1. 1.2D + 1L + 1Ex 4268.67 29.12 4755.32 -62.88 2. 0.9D + 1Ex 2553.62 28.12 2842.01 -64.12 1 s/d 9 tumpuan 70,8404 100 2010,62 250 804,248 lapangan 26,0470 250 804,248 300 670,206 tumpuan 35,5977 250 804,248 300 670,206 lapangan 20,7282 250 804,248 300 670,206 tumpuan 64,4100 150 1340,41 300 670,206 lapangan 24,2132 250 804,248 300 670,206 tumpuan 12,4986 250 804,248 300 670,206 lapangan 17,2511 250 804,248 300 670,206 atap tumpuan 54,0486 200 1417,64 300 670,206 lapangan 8,9860 250 804,248 300 670,206 tumpuan 5,1550 250 804,248 300 670,206 lapangan 10,2505 250 804,248 300 670,206 tumpuan 56,1185 200 1417,64 300 670,206 lapangan 17,4292 250 804,248 300 670,206 tumpuan 5,0283 250 804,248 300 670,206 lapangan 12,4004 250 804,248 300 670,206 Lantai daerah jarak tul.

(mm) Mu (KNm) jarak tul. (mm) As' act (mm2) x kolom tengah As act (mm2) arah Lajur kolom tengah y x y kolom tengah kolom tengah

Penulangan geser pelat dengan tebal 150mm,

diamter tulangan D16, mutu beton 35MPa dan mutu baja 400MPa

1 s/d 9 16 150 1340,413 atap 16 150 1340,413 jarak tul. (mm) As act (mm2) D tulangan Lantai

8 Berdasarkan kombinasi pada, maka kolom ini cukup diberi tulangan memanjang (longitudinal) sebanyak 20D22 (ρ = 1.38%) seperti pada hasil perhitungan dengan program bantu PCACOL v.3.64.pada gambar berikut

gambar diagram interaksi kolom interior

Penulangan dinding struktural (Shear

Wall)

Dari analisa struktur hasil dari gaya-gaya yang terjadi pada dinding struktural memiliki nilai maksimum terletak pada lantai dasar gedung, sehingga didapatkan nilai-nilai yang ditampilkan pada tabel berikut :

tabel beban kombinasi dan gaya yang terjadi pada dasar shearwall Beban Axial (KN) Momen (KNm) Geser (KN) Mati (D) 5889.17 196.34 40.90 Hidup (L) 1206.72 94.29 20.40 Gempa (E) 538.27 25624.61 1251.12 Kombinasi : 1.2D + 1.6L 10159.6 477.54 100.49 1.2D+1L ± 1E 9557.4 34392.66 1638.60 10542.16 40990.09 1815.53 0.9D ± 1E 6881.4 34509.88 1670.91 7568.69 40966.11 1783.22 Envelope 9557.4 34509.88 1670.91 10542.16 40990.09 1815.53 4.2.1.2 Kontrol ketebalan shear wall terhadap

gaya geser

Sesuai SNI 03-2847-2002 pasal 23.6.4.4, kuat geser nominal tiap dinding individual tidak boleh melebihi 5 6A_cp f_c' , dengan Acp adalah

luas penampang dinding yang ditinjau, sehingga didapat nilai geser nominal :

(

)

KN f A V_{n cp c} 6.75 0.310 35 9983.385 6 5 6 5 ' _{= ×} 3 ₌ =

Dari analisa struktur didapat Vu = 1815.53 KN <

Vn = 9983.385 KN, maka shearwall mampu

menerima gaya geser.

4.2.1.3 Kebutuhan lapis tulangan geser

Pasal 23.6.2.2, paling sedikit dua lapis tulangan harus dipasang pada dinding bila gaya geser bidang berfaktor melebihi 1 6Acv fc' , dengan

Acv adalah luas penampang bruto yang dibatasi oleh tebal badan dan panjang penmpang.

(

300 6750

)

35 6 1 6 1 ' _{= ×} c cv f A KN V KN _u 1815.53 1997 > = =

Digunakan tulangan minimum 4.2.1.4 Kebutuhan tulangan geser

Asumsi diawal perhitungan, digunakan tulangan 2D16 dengan spasi 300 mm. dengan demikian kuat geser shearwall adalah :

    ₊ = cv c c n y n A f f V α ' ρ Dimana : 3 67 . 6 6 40 > =       =       m m l h w w Maka nilai αc = 1.67

(

)

0045 . 0 300 6750 402 300 6750 = ⋅ = n ρ     ₊ = cv c c n y n A f f V α ' ρ

(

6750×300

)

[

1.67 35+0.0045×400

]

= n V 53 . 1815 818 . 23625 > = = u n KN V V

Dengan demikian shearwall cukup kuat menehan geser

Untuk tulangan transversal ρv tidak boleh kurang

dari ρn bila hw/lw < 2. Jadi karena hw/lw = 6.7

maka digunakan adalah rasio tulangan minimum.

9 Digunakan 2 lapis tulangan D16 dengan spasi 300 mm untuk penulangan arah vertikal.

Kontrol kuat tekan dan lentur shearwall

Dengan konfigurasi gaya-gaya yang didapatkan dari hasil analisa dinamis dan dengan bantuan program PCACOL didapatkan diagram interaksi sebagai berikut :

gambar diagram interaksi untuk shearwall

Dari gambar diatas dapat disimpulkan bahwa shear wall cukup kuat untuk menerima kombinasi beban aksial dan lentur.

Kontrol komponen batas

Special boundary element diperlukan bila kombinasi momen dan gaya aksial terfaktor yang terjadi pada shearwall melebihi 0.25f’c.

a. Special boundary element diperlukan bila: ' 2 . 0 _c u g u _f I y M A P > + MPa MPa KN 13.17 0.2 35 7 38 . 13173 = > ⋅ =

b. Special boundary elemen diperlukan jika jarak c dari serat terluar zone kompresi lebih besar dari harga yang diperoleh dari :

(

)

, 0.007 600 _>     > w w w u w h h l c

δ

δ

Dari analisa dengan menggunakan program Response2000 diperoleh nilai c sebesar 1.125 m seperti ditunjukan pada gambar di bawah ini :

gambar longitudinal strain

Sedangkan,

Didapatkan nilai

(

0.060 40

)

adalah 0.0015. harga

(

δ_u h_w

)

tidak boleh kurang dari 0.007 sehingga diambil nilai 0.007 sebagai batas minimal perbandingan tersebut, maka didapat nilai c : mm c 1428.57 007 . 0 600 6000 = × =

Dari kedua kondisi diatas maka special boundary element dibutuhkan. Diambil nilai c terbesar yakni 1.125 m.

Special boundary elemen dipasang sepanjang c-0.1lw dari serat tekan atau c/2.

mm l c−0.1_w =1125−0.1×6000=1200 mm c 900 2 1800 2 = =

Diambil nilai terbesar yakni 1200 mm. PERANCANGAN PONDASI

Daya Dukung Tanah

Perhitungan daya dukung tanah menggunakan metode “Luciano Decourt” yakni daya dukung maksimum pada pondasi (Ql) merupakan jumlah

dari daya dukung pada dasar tiang (Qp) dan daya

dukung akibat lekatan tanah dengan tiang (Qs).

untuk mendapatkan daya dukung ultimate, nilai Qp dibagi dengan safety factor (SF diambil nilai

3.0), kesemuanya dari metode ini ditunjukan pada persamaan-persamaan berikut ini:

B e a m D e p th ( m m ) εx Strain (mm/m) Longitudinal Strain -500.0 -1000.0 -1500.0 -2000.0 -2500.0 -3000.0 -3000.0 -2500.0 -2000.0 -1500.0 -1000.0 -500.0 0.0 500.0 1000.0 1500.0 2000.0 2500.0 3000.0 -0.70 0.00 0.70 1.40 2.10 2.80 3.50 4.20

10 s p l Q Q Q = +

(

p

)

p p p p q A N k A Q = ⋅ = ⋅ s s s s s A N A q Q       + = ⋅ = 1 3 SF Q Q_u = p Dimana :

Ql : Daya dukung tanah maksimum paad

pondasi tiang

Qp : Daya dukung yang terjadi di dasar

tiang

Qs : Daya dukung akibat lekatan terhadap

tiang (friction)

qp : Tegangan di ujung tiang (t/m

2 ) Ap : Luas penampang dasar tiang (m

2 ) Np : Harga rata-rata nilai SPT di sekitar 4D

atau hingga 4D dibawah dasar tiang (D = diameter tiang)

k : Koefisien karakteristik tanah qs : Tegangan akibat lekatan tanah

terhadap tiang (t/m2) As : Luas selimut tiang (m)

Ns : Harga N rata-rata sepanjang tiang

yang terbenam dengan batasan 3 < N < 50

Qu : Daya dukung ultimate (ijin)

SF : Safety factor (diambil nilai 3.0) Untuk koefisien karakteristik tanah berbeda tiap jenis tanah yang ditunjukan di bawah ini : Lempung : 117.7 Kpa (12 t/m2) Lanau berlempung : 196 Kpa (20 t/m2) Lanau berpasir : 245 Kpa (25 t/m2)

pasir : 392 Kpa (40 t/m2)

Kontrol tiang pancang

Dengan membandingkan gaya vertikal dengan daya dukung tanah pada kedalaman yang direncanakan didapatkan jumlah tiang yang dibutuhkan. Bila direncanakan kedalaman tiang 21m dari elevasi tanah dasar, maka kebuthan tiang adalah : buah buah KN KN Q P n l 6 001 . 3 4 . 1609 9 . 4829 ≈ = = Σ =

Dicoba digunakan 9 tiang dengan konfigurasi 2x3 seperti pada gambar

275 410 75 125 75 75 130 130 75 Dy max Dx max Mx Hx My Hy

gambar konfigurasi tiang

Untuk efesiensi pondasi kelompok (η) menurut “Converse Labarre” adalah :

(

) (

)

            − + −       − = mn m n n m S D 90 1 1 arctan 1 η dimana

η : Efissiensi pondasi kelompok D : Diameter tiang

S : Jarak antar tiang pancang m : Jumlah tiang dalam satu baris n : Jumlah tiang dalam satu kolom

(

) (

)

_0.72 3 2 90 2 1 3 3 1 2 25 . 1 5 . 0 arctan 1 _=            ⋅ ⋅ − + −       − = η Sehingga didapat : n Q Q tiang ijin ijin =η× ₁ × KN KN Q_ijin 9 . 4829 61 . 6952 6 4 . 1609 72 . 0 > = × × =

Gaya yang terjadi pada sebuah tiang pancang didapatkan dengan persamaan :

( )( ) 2 max 2 max min max i y i x x x M y y M n V P ∑ ± ∑ ± ∑ = dimana

P : Total beban yang terjadi pada tiang yang ditinjau V : Beban vertikal

Mx, My : Momen yang terjadi pada sumbu x,y

n : Jumlah tiang

11 terhadap sumbu yang

ditinjau (x,y)

Σxi2, Σxi2 : Jumlah kuadrat jarak tiang pancang terhadap titik pusat pada sumbu yang ditinjau (x,y)

Momen yang terjadi pada pondasi :

(max) 4829₆ .9 9.904_9.3750.625 52.623_6.761.3 ⋅ + ⋅ + = P ( ) KN Q KN P_max =815.7634 < _l =1609.4 (memenuhi)

4.2.2

Perhitungan kebutuhan tulangan

poer

Pada poer gaya yang diperoleh untuk perhitungan tulangan merupakan mekanika statis tertentu dengan beban yang diterima berasal dari beban terpusat dari tiang sebesar P dan berat sendiri poer sebesar q. Poer dianggap dianggap sebagai balok kantilever dengan perletakan jepit pada kolom. Data-data yang digunakan dalam perancangan tulangan poer adalah sebagai berikut :

Dimensi poer : 4.1m . 2.75m

Tebal poer : 1

Tebal cover : 50 mm

Diameter tulangan utama : D25 Tinggi efektif poer :

4.2.2.1 Penulangan arah x

Berat poer (qu) = 4.1×1×2400 = 9840 kg/m’ Pt = 2 Pmaks = 2(815.7634 KN) = 1631.527 KN 275 410 75 125 75 75 130 130 75 75 Pt 130

gambar permodelan poer arah x

As = 0.0035×1000×912.5 = 3209.5

Digunakan tulangan lentur D25-150 (As=3272.5

mm2)

4.2.2.2 Penulangan arah y

Berat poer (qu) = 2.75×1×2400 = 6600 kg/m’ Pt = 3 Pmaks = 3(815.7634 KN) = 2447.29 KN 275 410 75 125 75 75 130 130 75 75 62.5 P t

gambar permodelan poer arah y

As = 0.0035×1000×937.5 = 3281.25

Digunakan tulangan lentur D25-120 (As=4090.615 mm

2 )

4.2.3

Kontrol geser ponds poer

Pada perancangan poer perlu diperhatikan mengenai geser ponds yang terjadi. Diupayakan agar gaya geser nominal harus lebih besar dari geser ponds. Untuk memeriksanya harus sesuai dengan SNI 03-2847-2002 pasal 13.12.1 poin a,b,c yakni : a. 6 2 1 '_{b d} f V c o c c       + = β b. 12 2 ' 0 d b f b d Vc s  c o      + = α c. V_c f_c'b_od 3 1 = Dimana :

βc : Rasio sisi panjang terhadap sisi pendek

kolom ( = 1, kolom bujur sangkar) bo : Keliling penampang kritis pada poer

: 2

(

b_kolom+d

) (

+2h_kolom+d

)

: 2

(

750+917

) (

+2750+917

)

=6668mm

αs : Untuk kolom interior diambil 40

KN d b f V c o c c 34 . 17998 6 5 . 912 6668 35 1 2 1 6 2 1 ' = ⋅ ⋅       + =       + = β

12 12 5 . 912 6668 35 2 6668 5 . 912 40 6 2 ' 0 ⋅ ⋅       + ⋅ =         + = f b d b d V s c o c α KN V_c =22419.65 KN d b f V_{c c o} 35 6668 912.5 12058.1 3 1 3 1 _' = ⋅ ⋅ = =

Diambil nilai terkecil yakni Vc 12058.1 KN

KN P

KN

V_c =9043.5 > _u.kolom =4829.9 φ

Perancangan Pondasi Shear Wall

Perancangan pondasi untuk shearwall ini diambil sample shearwall pier 1 dengan data-data gaya didapat dari analisa struktur dengan kombinasi 1.2D+1L+1Ex sebagai berikut : Pu : 21409 KN

Mux : 9.724 KNm

Muy : 192.437 KNm

Hx : 1357.66 KN

Hy : 692.1 KN

berikut konfigurasi tiang pancang serta dimensi poer pada pondasi shearwall.

930 90 150 150 150 150 150 90 930 90 150 90 150 150 150 150 330 90 90 150 330 90 90 150

gambar konfigurasi tiang pancang pondasi shearwall

Untuk efesiensi pondasi kelompok (η) menurut “Converse Labarre” adalah :

(

) (

)

            − + −       − = mn m n n m S D 90 1 1 arctan 1 η

(

) (

)

_0.6 6 6 90 6 1 6 6 1 6 5 . 1 6 . 0 arctan 1 _=            ⋅ ⋅ − + −       − = η Sehingga didapat : n Q Q tiang ijin ijin =η× ₁ × ) ( 21409 16 . 28814 20 2 . 2416 6 . 0 OK KN KN Q_ijin > = × × =

Gaya yang terjadi pada sebuah tiang pancang didapatkan dengan persamaan :

(max) 21409₂₀ 701₁₉₁.824_.252.55 1550₁₉₁.44_.252.55 ⋅ + ⋅ + = P ( ) KN Q KN P_max =1100.5 < _l = 2416.2 (memenuhi)

Perancanga Sloof

Seperti halnya kolom kondisi pembebanan pada sloof merupakan beban aksial dan lentur

gambar penulangan sloof

PENUTUP

Kesimpulan

Dari perhitungan-perhitungan yang telah terpapar pada bab-bab sebelumnya didapatkan kesimpulan sesuai dengan tujuan penulisan Tugas Akhir ini adalah sebagai berikut :

1. Tebal pelat didapatkan 200 mm dan tebal drop panel 150 mm dengan data penulangan terlampir.

2. Dari hasil analisa struktur dan perancangan tulangan dinding geser didapatkan tebal dinding geser yakni 300 mm dengan menggunakan confienement 750mm x 750mm serta dibutuhkan spesial boundary elemen. 3. Dari hasil analisa struktur didapatkan

struktur gedung mampu menahan beban

8D22

8D22 Ø8-150

13 gempa rencana pada wilayah gempa dengan kategori C (menengah) ditunjukan dengan pemenuhan syarat drift.

4. Rancangan akhir berupa gampar terlampir

Saran

Penulisan Tugas Akhir ini masih belum dikatakan sempurna karena masih banyak kekurangan-kekurangan di dalamnya. Saran dari penulis untuk kemajuan penulisan Tugas Akhir berikutnya adalah :

1. Pemahaman materi harus lebih ditingkatkan.

2. Diharapkan untuk menghitung tulangan balok, baik balok bordes, elevator, serta balok tepi menggunakan perhitungan tulangan ganda karena lebih ekonomis 3. Lebih mendalami program-program

bantu lain seperti PCACOL dan Response2000.

DAFTAR PUSTAKA

Badan Standarisasi Nasional. Tata Cara Perencanaan Ketahanan Gempa Untuk Bangunan Gedung (SNI 03-1726-2010).

Badan Standarisasi Nasional. Tata Cara Perhitungan struktur Beton Untuk Bangunan Gedung (SNI 03-2847-2002).

Departemen Pekerjaan Umum. Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung ( PPIUG ) 1983.

Wang, Chu-Kia; Charles G. Salmon 1992. Binsar Hariandja. Disain Beton Bertulang.

Nawy,Edward G,Dr.P.E; Tavio; Kusuma, Benny 2010 . BETON BERTULANG Suatu Pendekatan Dasar. Edisi kelima. Surabaya : ITS Pres

Wahyudi,Herman. 1999. Daya Dukung Pondasi Dalam, Fakultas Teknik Sipil dan Perencanaan Jurusan Teknik Sipil, Institut Teknologi Sepuluh Nopember Surabaya.

Purwono, Rahmat. 2005. Perencanaan Struktur Beton Bertulang Tahan Gempa. Surabaya: ITS Press

PHIL M.FERGUSON ; Budianto Sutanto ; Kris Setianto 1991. Dasar - dasar Beton Bertulang versi S1 edisi keempat.

W.H.Mosley ; J.H Bungey 1984 . Perencanaan Beton Bertulang edisi kedua.

Erberik, M. Altug., dan Elnashai, Amr S 2003. “Seismic Vulnerability of flat-slab Structures”. Technical report. Mid-American Earthquacke Center

Brooker O 2006. “How design renforced concrete flat slab using finite element analysis”. The Concrete Center (May).