11 BAB II LANDASAN TEORI
2.1. Gempa Bumi
Gempa merupakan suatu fenomena getaran atau guncangan pada permukaan bumi akibat pelepasan energi secara tiba–tiba dari dalam bumi yang menghasilkan gelombang seismik. Gempa juga merupakan salah satu fenomena alam yang menghasilkan energi besar dan bersifat destruktif, terutama untuk daerah-daerah tempat peradaban manusia berkembang.
Menurut Prawirodikromo (2012) dalam bukunya menyebutkan bahwa kerusakan akibat gempa bumi dibagi menjadi 2 bagian pokok, yaitu kerusakan pada infrastruktur dan bangunan fisik di atas permukaan tanah dan kerusakan lingkungan dari dalam tanah dan merambat dampaknya ke permukaan tanah. Kerusakan tanah yang umum terjadi diantaranya adalah penurunan tanah (settlement), perilaku abnormal pada stabilitas lereng seperti tanah longsor (landslide and slope stability problems), batu longsor (rockslides), batu jatuh (rockfalls), dan yang paling fenomenal dalam dekade ini adalah likuifaksi (liquefaction). Pembelajaran mengenai proses terjadinya gempa dan karakteristiknya perlu dilakukan untuk meminimalisir efek kerusakan yang ditimbulkan di masa yang akan datang.
2.1.1. Pengelompokan Jenis Tanah
Setiap jenis tanah memiliki karakteristik yang beragam berdasarkan kecepatan rambat gelombang, test penetrasi standar, dan kuat geser niralir. Karena karakteristik yang berbeda tersebut maka terdapat pengelompokan jenis tanah berdasarkan SNI 1726-2019 sebagaimana yang disajikan pada Tabel 2.1.
Tabel 2.1 Pengelompokan jenis tanah
Kelas Situs
Cepat Rambat Gelombang Geser Rata-
rata, Vs (m/detik)
Hasil Test Penetrasi
Standar Rata-rata, N atau NCH
Kuat Geser Niralir Rata-rata,
Su (kPa)
SA (Batuan keras) > 1500 N/A N/A
SB (Batuan) 750 – 1500 N/A N/A
SC (Tanah keras, sangat padat
dan batuan lunak) 359 – 750 > 50 ≥ 100
Tabel 2.1 (lanjutan)
Kelas Situs
Cepat Rambat Gelombang Geser Rata-
rata, Vs (m/detik)
Hasil Test Penetrasi
Standar Rata-rata, N atau NCH
Kuat Geser Niralir Rata-rata,
Su (kPa)
SD (Tanah sedang) 175 - 350 15 – 50 50 – 100
SE (Tanah lunak)
< 175 < 15 < 50
Atau setiap tanah yang mengandung lebih dari 3 m tanah dengan karakteristik sebagai berikut:
1. Indeks plastisitas, PI > 20 2. Kadar air, 𝑤 ≥ 40 %
3. Kuat geser tak terdrainase Su < 25 kPa
SF (Tanah khusus, yang membutuhkan investigasi geoteknik spesifik dan analisis respons spesifik)
Setiap profil lapisan tanah yang memiliki salah satu atau lebih dari karakteristik berikut:
- Rawan dan berpotensi gagal atau runtuh akibat beban gempa seperti mudah likuifaksi, lempung sangat sensitif, tanah tersementasi lemah
- Lempung sangat organik dan/atau gambut (ketebalan H > 3 m)
- Lempung berplastiitas sangat tinggi (ketebalan H > 7,5 m dengan indeks plastisitas PI > 75)
- Lapisan lempung lunak/setengah teguh (ketebalan H > 35 m dengan Su <50 kPa)
Keterangan: N/A = Tidak dapat dipakai Sumber: SNI 1726-2019
Berdasarkan Tabel 2.1, terdapat nilai Vs, N, dan Su yang merupakan nilai rata-rata berbobot besaran itu dengan tebal lapisan tanah sebagai besaran pembobotnya. Dijelaskan dalam SNI 1726-2019, nilai tersebut diperoleh melalui persamaan-persamaan sebagai berikut:
𝑉̅𝑠 = ∑𝑚𝑖=0𝑡𝑖
∑𝑚𝑖=0𝑡𝑖/𝑣𝑠𝑖 ... (2.1) 𝑁̅= ∑ 𝑡𝑖
𝑚 𝑖=0
∑𝑚 𝑡𝑖
𝑖=0 /𝑁𝑖 ... (2.2) 𝑆̅𝑢= ∑𝑚𝑖=0𝑡𝑖
∑𝑚𝑖=0𝑡𝑖/𝑆𝑢𝑖... (2.3) Keterangan:
m : Jumlah lapisan tanah yang ada di atas batuan dasar ti : Tebal lapisan tanah ke-i
vsi : Kecepatan rambat gelombang geser melalui lapisan tanah ke-i Ni : Nilai hasil Test Penetrasi Standar (SPT) lapisan tanah ke-i Sui : Kuat geser niralir lapisan tanah ke-i
2.1.2. Percepatan Puncak Batuan Dasar (PGA) di Indonesia
Percepatan puncak batuan dasar (PGA) adalah besaran yang sama dengan percepatan tanah maksimum yang terjadi pada saat gempa di lokasi tertentu (Douglas, 2003). Nilai PGA sama dengan amplitudo percepatan absolut terbesar yang tercatat pada akselerogram di suatu lokasi selama gempa tertentu. Guncangan gempa umumnya terjadi di ketiga arah. Oleh karena itu, PGA sering kali dipecah menjadi komponen horizontal dan vertikal. PGA horizontal umumnya lebih besar daripada PGA dalam arah vertikal tetapi hal ini tidak selalu benar, terutama di dekat gempa bumi besar.
PGA dapat ditentukan nilainya berdasarkan Peta Gempa Indonesia Tahun 2019 yang disediakan oleh Badan Standarisasi Nasional (BSN) dalam SNI 1726- 2019 tentang tata cara perencanaan ketahanan gempa untuk struktur bangunan gedung dan non-gedung sebagaimana yang disajikan pada Gambar 2.1.
Gambar 2.1 Peta persebaran Percepatan Puncak Batuan Dasar (PGA) di Indonesia tahun 2019 (Sumber: SNI 1726-2019)
Dalam perhitungan analisis percepatan pada permukaan tanah harus menganalisis lapisan tanah pada lokasi penelitian, dalam hal ini data lapisan tanah diperoleh berdasarkan pengujian SPT dan CPT. Selanjutnya nilai amplifikasi PGA dapat ditentukan berdasarkan pengelompokan jenis tanah seperti yang disajikan pada Tabel 2.2.
Tabel 2.2 Nilai amplifikasi PGA berdasarkan pengelompokan jenis tanah
Kelas Situs PGA ≤ 0,1 PGA = 0,2 PGA = 0,3 PGA = 0,4 PGA = 0,5 PGA ≥ 0,6
SA 0,8 0,8 0,8 0,8 0,8 0,8
SB 0,9 0,9 0,9 0,9 0,9 0,9
SC 1,3 1,2 1,2 1,2 1,2 1,2
SD 1,6 1,4 1,3 1,2 1,1 1,1
SE 2,4 1,9 1,6 1,4 1,2 1,1
SF Perlu investigasi geoteknik khusus dan analisis respon situs yang spesifik Sumber: SNI 1726-2019
Untuk proses analisis evaluasi potensi likuifaksi dibandingkan terhadap percepatan tanah puncak pada lokasi studi, kelas situs, magnitude gempa, dan karakteristik sumber sesuai dengan percepatan gempa maksimum yang diketahui berdasarkan peta gempa. Percepatan puncak batuan dasar ditentukan dengan mempertimbangkan pengaruh amplifikasi spesifik, FPGA sesuai dengan kelas situs tanah pada lokasi yang ditinjau, dicocokkan dengan Tabel 2.2. Dijelaskan dalam SNI 1726-2019 nilai percepatan tanah puncak dapat dihitung dengan menggunakan persamaan sebagai berikut:
𝑃𝐺𝐴𝑀 = 𝐹𝑃𝐺𝐴 × 𝑃𝐺𝐴 ... (2.4) Keterangan:
PGAM : Percepatan puncak gempa di permukaan tanah yang telah disesuaikan dengan pengaruh amplifikasi kelas situs tanah
FPGA : Faktor amplifikasi berdasarkan kelas situs tanah pada Tabel 2.2 PGA : Percepatan puncak gempa di batuan dasar.
2.2. Likuifaksi
Likuifaksi merupakan fenomena hilangnya kekuatan lapisan tanah secara tiba-tiba akibat getaran gempa. Lapisan tanah yang rawan terjadi likuifaksi adalah lapisan tanah yang terdiri dari lapisan pasir lepas. Casagrande (1975) dalam komentarnya mengenai penelitian tanah likuifaksi menjelaskan lapisan pasir akan berubah menjadi seperti cairan pada waktu terjadi guncangan (gempa bumi) sehinga tekanan air pori meningkat, karena tekanan airnya meningkat, jarak antar partikel pasir menjadi semakin renggang, hal ini menyebabkan kekuatan dan daya dukung lapisan tanah tersebut berkurang drastis sehingga tidak mampu menopang
beban di atasnya. Ilustrasi mengenai keruntuhan tanah akibat likuifaksi disajikan pada Gambar 2.2.
Gambar 2.2 Ilustrasi keruntuhan tanah akibat likuifaksi (Sumber: Sasaki Y. et al, 2012)
2.2.1. Kriteria Keruntuhan Mohr-Coulumb
Dalam kriteria keruntuhan Mohr-Coulomb, suatu material mengalami keruntuhan akibat kombinasi kritis antara tegangan normal dan tegangan geser.
Hubungan antara ketahanan geser, tegangan normal, kohesi dan sudut gesekan internal dijelaskan oleh Das (1983) melalui persamaan Coulomb (1776) sebagai berikut:
𝜏𝑓= 𝑐 + 𝜎𝑛 𝑡𝑎𝑛 (∅) ... (2.5) Keterangan:
𝜏𝑓 : Ketahanan geser (kg/cm2) C : Kohesi antara partikel (kg/cm2) 𝜎𝑛 : Tegangan normal
Ø : Sudut geser internal
Persamaan 2.5 dituangkan dalam grafik kriteria keruntuhan Mohr-Coulumb sebagaimana yang disajikan pada Gambar 2.3.
Gambar 2.3 Grafik kriteria keruntuhan Mohr-Coulumb (Sumber: Das, 1983)
Dengan jarak partikel yang rapat interaksi antara partikel solid akan saling mengikat satu sama lain. Adanya rongga berupa pori antar partikel membuat partikel solid akan memampat ketika diberikan tegangan. Jika ada air yang mengisi pori tersebut maka air juga ikut menahan tegangan yang diberikan. Seperti sifat fluida lainnya, air tidak dapat menahan tegangan yang diberikan dan berusaha untuk keluar. Tekanan yang disebabkan oleh fenomena ini disebut tekanan air pori.
Naiknya tekanan air yang disebabkan oleh gempa, nilai tegangan efektif tanah pun akan berkurang. Kondisi ini dapat dinyatakan dengan persamaan yang dinyatakan oleh Das (1983) sebagai berikut:
𝜎𝑣′ = 𝜎𝑣− 𝑢 ... (2.6) Keterangan:
𝜎𝑣′ : Tegangan efektif (kg/cm2)
𝜎𝑣 : Tegangan normal total (kg/cm2) = 𝛾𝑠 × 𝐻 𝑢 : Tekanan air pori (kg/cm2) = 𝛾𝑤 × 𝐻 𝛾𝑠 : Berat jenis tanah jenuh (kg/m3) 𝛾𝑤 : Berat jenis air pori (kg/m3) 𝐻 : Tebal lapisan tanah (m)
Likuifaksi terjadi karena tanah kehilangan ketahanan gesernya. Berdasarkan Persamaan 2.5 dan Persamaan 2.6, untuk kehilangan ketahanan gesernya tanah harus kehilangan ikatan kohesi antar partikelnya. Kriteria ini hanya dapat dipenuhi oleh tanah pasir yang tidak berkohesi dan lepas, serta berada dalam keadaan jenuh.
Grafik keruntuhan untuk tanah pasir disajikan pada Gambar 2.4.
Gambar 2.4 Grafik kriteria keruntuhan Mohr-Coulumb tanah pasir (Sumber: Das, 1983)
2.2.2. Analisis Kuantitatif Potensi Likuifaksi
Analisis potensi likuifaksi secara kuantitatif dilakukan apabila salah satu kriteria dalam analisa potensi likuifaksi secara kualitatif terpenuhi, sehingga perlu dilakukan analisis lanjutan untuk memperkuat prediksi terhadap likuifaksi. Metode yang sering digunakan untuk proses analisis potensi likuifaksi secara kuantitatif adalah metode simplified seed dan untuk menganalisis tingkat kerusakan akibat likuifaksi digunakan metode liquefaction potential index (LPI).
2.2.2.1. Metode Simplified Seed
Metode Simplified Seed adalah metode yang digagas oleh Seed dan Idriss pada 1971. Metode ini menganalisis likuifaksi menggunakan data standard penetration test (SPT). Semenjak terjadinya gempa Niigata, fenomena likuifaksi menjadi sorotan setiap terjadinya gempa. Pengamatan di lapangan saat gempa terjadi dilakukan untuk mendapatkan data–data yang diperlukan untuk mengenal likuifaksi lebih jauh. Kumpulan data–data ini digunakan untuk membentuk korelasi empiris terkait terjadi atau tidaknya fenomena likuifaksi terhadap guncangan pada
tanah dan karakteristik dasar dari tanah non-kohesi. Oleh Kramer (1996) sebaran data yang dikumpulkan oleh Seed et al. dibuat dalam bentuk grafik seperti yang disajikan pada Gambar 2.5.
Gambar 2.5 Korelasi antara 𝜏𝑎𝑣/𝜎0′ dan (N1)60 (Sumber: After Seed et al, 1975)
Gambar 2.5 menunjukkan korelasi antara suatu lokasi dengan tanah pasir terhadap gempa dengan kekuatan 7.5 SR. Setiap titik berkoresponden dengan salah satu hasil birung pada suatu kejadian gempa. Dalam metode ini digunakan perbandingan dua parameter yaitu cyclic stress ratio (CSR) dan cyclic resistance ratio (CRR) dari tanah untuk menganalisis potensi terjadinya likuifaksi akibat gempa bumi.
2.2.2.1.1. Cyclic Stress Ratio (CSR)
CSR merupakan nilai perbandingan antara tegangan geser rata-rata yang diakibatkan oleh gempa dengan tegangan vertikal efektif di tiap lapisan. Nilai CSR
pada suatu lapisan tanah sangat dipengaruhi oleh nilai percepatan gempa (a).
Metode ini digagas oleh Seed dan Idriss (1971) yang dijelaskan kembali oleh Boulanger dan Idriss (2014) dalam bukunya. Seed dan Idriss mengusulkan suatu prosedur untuk mengevaluasi ketahanan tanah terhadap likuifaksi dengan menggunakan pendekatan tegangan. Intensitas gerakan tanah pada lokasi tersebut direpresentasikan sebagai (τav/σ’o) pada ordinat vertikal dengan (τav) adalah rata- rata tegangan geser puncak dan (σ’o) adalah effective overburden pressure.
Dengan menganggap nilai percepatan rata-rata akibat gempa adalah 65%
dari percepatan maksimum, maka nilai tegangan geser rata-rata dapat dihitung dengan rumus sebagai berikut:
𝜏𝑐𝑦𝑐 = 0,65𝑎𝑚𝑎𝑥
𝑔 𝜎𝑣 ... (2.7) Karena kolom tanah tidak berprilaku seperti sebuah struktur yang kaku pada saat terjadi gempa (tanah dapat mengalami deformasi), maka Seed dan Idriss (1971) memasukkan sebuah faktor reduksi kedalaman (rd) terhadap persamaan tersebut sehingga diperoleh persamaan sebagai berikut:
𝜏𝑐𝑦𝑐 = 0,65𝑎𝑚𝑎𝑥
𝑔 𝜎𝑣 𝑟𝑑 ... (2.8) Untuk mendapatkan nilai CSR maka kedua sisi dinormalisasi dengan tegangan vertikal efektif, sehingga dapat dituliskan sebagai berikut:
𝐶𝑆𝑅 = 𝜏𝑐𝑦𝑐
𝜎′𝑣 = 0,65 𝑎𝑚𝑎𝑥
𝑔 𝜎𝑣
𝜎′𝑣 𝑟𝑑 ... (2.9) Keterangan:
𝑎𝑚𝑎𝑥 : Percepatan maksimum di permukaan tanah 𝑔 : Percepatan gravitasi bumi = 9,81 m/s2 𝜎′𝑣 : Tegangan vertikal efektif
𝜎𝑣 : Tegangan vertikal total
rd : Faktor reduksi terhadap tegangan
Faktor reduksi rd merupakan nilai yang dapat mengurangi tegangan di dalam tanah. Semakin jauh ke dalam tanah maka faktor reduksi akan semakin kecil.
Nilai rd adalah faktor nonlinier pengurangan beban yang bervariasi terhadap kedalaman. Besar dari nilai reduksi pada tanah berdasarkan kedalamannya telah
disempurnakan oleh Boulanger dan Idriss (2014) dalam presentasi grafik seperti yang disajikan pada Gambar 2.6.
Gambar 2.6 Grafik Faktor Reduksi (rd) (Sumber: Seed dan Idriss, 1971)
Nilai rd akan mempengaruhi besarnya nilai CSR (Cyclic Stress Ratio) pada suatu lapisan tanah. Semakin kecil nilai rd maka akan semakin kecil pula nilai CSR sehingga potensi terjadinya likuifaksi juga akan semakin kecil. Perhitungan nilai rd dibagi menjadi 2 kategori berdasarkan kedalaman lokasi yang ditinjau melalui persamaan Boulanger dan Idriss (2014) sebagai berikut:
a) Persamaan rd untuk kedalaman z ≤ 34 meter
𝑟𝑑 = 𝑒𝑥𝑝 (𝛼(𝑧) + 𝛽(𝑧)𝑀) ... (2.10) 𝛼(𝑧)= −1,102 − 1,126 𝑠𝑖𝑛 ( 𝑧
11,28+ 5,142) ... (2.11) 𝛽(𝑧)= 0,106 − 0,118 𝑠𝑖𝑛 (11,28𝑧 + 5,142) ... (2.12) b) Persamaan rd untuk kedalaman z > 34 meter
𝑟𝑑 = 0,12 𝑒𝑥𝑝 (0,22 × 𝑀) ... (2.13) Keterangan:
𝑧 : Kedalaman tanah (meter) 𝑀 : Besaran gempa
2.2.2.1.2. Cyclic Resistance Ratio (CRR)
Nilai Cyclic Resistance Ratio (CRR) merupakan nilai ketahanan suatu lapisan tanah/daya tahan tanah terhadap tegangan cyclic. Nilai CRR dapat diperoleh melalui beberapa cara, diantaranya berdasarkan hasil pengujian lapangan yaitu hasil pengujian Standard Penetration Test (SPT). Pada perhitungan nilai CRR, standar untuk nilai SPT yang digunakan adalah nilai SPT untuk setiap hammer dengan efisiensi 60% atau dinotasikan dengan (N1)60. Adapun persamaan untuk memperoleh nilai tersebut dikemukakan oleh Youd (2001) adalah sebagai berikut:
(𝑁1)60= 𝐶𝐸 𝐶𝑅 𝐶𝐵 𝐶𝑆 𝐶𝑁 𝑁𝑀 ... (2.14) Keterangan:
(𝑁)60 : Nilai N SPT yang dikoreksi dengan efisiensi pukulan 60%
𝐶𝐸 : Koreksi Energi, diperoleh melalui persamaan sebagai berikut:
𝐶𝐸 =𝐸𝑅𝑀
60 ... (2.15) 𝐸𝑅𝑀 : Rasio energi pemukul (%)
𝐶𝐵 : Koreksi diameter borelog (Skempton, 1986)
Cb = 1,0 untuk diameter borehole 65 mm – 115 mm Cb = 1,05 untuk diameter borehole 150 mm
Cb = 1,15 untuk diameter borehole 200 mm 𝐶𝑅 : Koreksi panjang rod (Skempton, 1986)
Cr = 0,75 untuk panjang rod 3- 4 m Cr = 0,85 untuk panjang rod 4-6 m Cr = 0,95 untuk panjang rod 6-10 m
Cr = 1,0 untuk panjang rod sampai dengan 10 m 𝐶𝑆 : Koreksi metode sampling (Skempton, 1986)
Cs = 1,0 untuk metode sampling standard/with liner Cs = 1,1 untuk metode sampling without liner 𝐶𝑁 : Faktor koreksi tegangan efektif
𝑁𝑀 : Jumlah pukulan pada prosedur standar SPT
Selanjutnya Nilai CN, adalah koreksi overburden dihitung menggunakan persamaan yang dipopulerkan oleh Youd (2001) sebagai berikut:
𝐶𝑁 = 2,2
1,2+(𝜎′𝑣𝑃𝑎) ≤ 1,7 ... (2.16) Keterangan:
𝑃𝑎 : Tekanan atmosfer = 100 kPa = 1 kg/cm3
Nilai SPT juga dikoreksi terhadap analisis untuk pasir murni, sehingga ekuivalensi nilai SPT (N1)60 untuk tanah yang tak berkohesi, persamaan yang digunakan (Boulanger dan Idriss, 2014) adalah sebagai berikut:
(𝑁1)60𝐶𝑆= (𝑁1)60+ ∆(𝑁1)60 ... (2.17) Dengan (𝑁1)60 adalah penambahan N-SPT akibat pengaruh nilai finest content. Perhitungan untuk (𝑁1)60 dengan memperhatikan pengaruh fine content menggunakan persamaan (Boulanger dan Idriss, 2014) sebagai berikut:
∆(𝑁1)60=𝑒𝑥𝑝 𝑒𝑥𝑝 (1,63 + ( 9,7
𝐹𝐶+0,001) − ( 15,7
𝐹𝐶+0,01)2) ... (2.18) Keterangan:
(𝑁1)60 : Nilai N-SPT terkoreksi
∆(𝑁1)60 : Nilai N-SPT akibat pengaruh nilai FC dalam %
𝐹𝐶 : Finest Content, kandungan pasir atau butiran halus dalam %
Pengaruh durasi getaran dari gempa juga berpengaruh terhadap perhitungan nilai CRR. Parameter ini dinyatakan dalam earthquake magnitude scaling factor (MSF) dan overburden stress efektif yang dinotasikan sebagai overburden correction factor, Kσ. Nilai CRR yang terkoreksi kedua parameter tersebut dapat dihitung dengan persamaan yang dikemukakan oleh Boulanger dan Idriss (2014) sebagai berikut:
𝐶𝑅𝑅𝑀;𝜎′𝑣 = 𝐶𝑅𝑅𝑀=7,5;𝜎′𝑣=1 × 𝑀𝑆𝐹 × 𝐾𝜎 ... (2.19) Keterangan:
𝐶𝑅𝑅 : Menurut kondisi magnitude (M) 7,5 dan tegangan efektif 1 atm 𝑀𝑆𝐹 : Magnitude Scalling Factor
𝐾𝜎 : Factor overburdern correction
Nilai CRR yang dicari dikembangkan dari kondisi Magnitude (M) = 7.5 dan σ’v = 1 atm yang dihitung dengan menggunakan persamaan yang dijabarkan oleh Boulanger dan Idriss (2014) sebagai berikut:
𝐶𝑅𝑅𝑀=7,5;𝜎′𝑣=1= 𝑒𝑥𝑝{((𝑁1)60𝐶𝑆
14,1 ) + ((𝑁1)60𝐶𝑆
126 )2− ((𝑁1)60𝐶𝑆
23,6 )3+ ((𝑁1)60𝐶𝑆
25,4 )4− 2,8} ... (2.20) MSF (Magnitude Scaling Factor) merupakan nilai kekuatan gempa yang menyebabkan likuifaksi. Nilai MSF dapat diperoleh dengan persamaan Idriss dan Boulanger (2008) sebagai berikut:
𝑀𝑆𝐹 = 6,9 𝑒𝑥𝑝 𝑒𝑥𝑝 (−𝑀
4 ) − 0,058 ≤ 1,8 ... (2.21) Faktor koreksi overburden (overburden correction factor, Kσ), diusulkan oleh Boulanger (2003). Persamaan yang digunakan untuk menentukan nilai faktor koreksi ini menggunakan pendekatan dengan hubungan antara Kσ dan ∆(𝑁1)60 seperti ditunjukkan pada persamaan berikut:
𝐾𝜎 = 1 − 𝐶𝜎𝑙𝑛 𝑙𝑛 (𝜎𝑣′
𝑃𝑎) ≤ 1,1 ... (2.22) Nilai 𝐶𝜎 diperoleh melalui persamaan yang dikemukakan oleh Boulanger dan Idriss (2004) yang dijelaskan lebih lanjut dalam buku Boulanger dan Idriss (2008) sebagai berikut:
Cσ = 1
18,9−2,55√(𝑁1)60𝑐𝑠 ≤ 0,3 ... (2.23)
2.2.2.1.3. Safety Factor (FS)
Dari kedua nilai parameter CSR dan CRR yang telah diperoleh dari perhitungan, nilai safety factor (FS) dapat diperoleh dengan menggunakan persamaan yang dijabarkan oleh Idriss dan Boulanger (2008) sebagai berikut:
𝐹𝑆 =
𝐶𝑅𝑅𝑀;𝜎′𝑣𝐶𝑆𝑅
... (2.24) Tingkat potensi terjadinya likuifaksi dapat diperoleh dari nilai FS yang telah dihitung. Suatu lokasi atau lapisan tanah berpotensi terjadi likuifaksi apabila nilai FS ≤ 1. Sedangkan lokasi atau lapisan tanah tersebut tidak berpotensi terjadi likuifaksi apabila nilai FS > 1.
2.2.2.2. Metode Liquefaction Potential Index (LPI)
Metode ini dikembangkan oleh Iwasaki et al (1981) untuk memprediksi tingkat kerusakan yang diakibatkan oleh likuifaksi. Perbedaan dengan metode simplified seed sebelumnya, metode LPI digunakan untuk menentukan pengaruh
likuifaksi di permukaan tanah, bukan potensi likuifaksi pada elemen tanah.
Beberapa asumsi yang digunakan dalam penggunaan metode LPI ini antara lain sebagai berikut:
● Tingkat keparahan likuifaksi sebanding dengan ketebalan tanah yang berpotensi terlikuifaksi.
● Tingkat keparahan likuifaksi sebanding dengan jarak lapisan tanah yang terlikuifaksi dengan permukaan tanah.
● Tingkat keparahan likuifaksi berhubungan dengan nilai FS, namun hanya nilai FS<1 yang dapat mempengaruhi tingkat keparahan tersebut.
Ketika kedalaman tanah lebih dari besar 20 meter, maka pengaruh likuifaksi dapat diabaikan karena tidak ada efek permukaan akibat likuifaksi yang pernah terobservasi dalam rentang kedalaman tersebut. Persamaan perhitungan tingkat keparahan likuifaksi yang diusulkan oleh Iwasaki et al (1981) adalah sebagai berikut:
𝐼𝐿 = ∫ 𝐹 × 𝑤(𝑧) 𝑑𝑧 020 ; untuk kedalaman 0 – 20 m ... (2.25) Keterangan:
𝐹 : Nilai FS yang telah dikoreksi F = 1 – FS; untuk FS < 1 F = 0 ; untuk FS > 1 𝑤(𝑧) : 10 – 0,5 z
𝑧 : Titik tengah kedalaman (m)
Dari Persamaan 2.25, akan diperoleh nilai IL (liquefaction index) di mana nilai ini akan dipergunakan untuk menentukan tingkat keparahan likuifaksi, seperti yang disajikan pada Tabel 2.3.
Tabel 2.3 Korelasi nilai IL terhadap potensi likuifaksi IL (Liquefaction Index) Tingkat Kerentanan Likuifaksi
0 Sangat Rendah
0 < IL ≤ 5 Rendah
5 < IL ≤ 15 Tinggi
15 < IL Sangat Tinggi
Sumber: Iwasaki et al. 1982
Selain dari nilai LPI, tingkat kegagalan tanah akibat likuifaksi dapat diestimasi berdasarkan data empiris. Menurut Li, et al (2006), batasan kegagalan
tanah yang mengalami likuifaksi dapat didekati dengan menggunakan pendekatan probabilitas seperti ditunjukkan pada Persamaan 2.26 sebagai berikut.
𝑃𝐺 = 1
1+(𝑒4,90−0,73𝐼𝐿)≤ 0,1 ... (2.26) Hubungan antara nilai probabilitas PG dengan resiko kegagalan tanah akibat likuifaksi ditunjukkan oleh Tabel 2.4
Tabel 2.4 Korelasi nilai PG terhadap resiko kegagalan tanah akibat likuifaksi Probabilitas Resiko Kegagalan Tanah Akibat Likuifaksi
0,9 < PG Extremely to absolutely certain
0,7 < PG ≤ 0,9 High
0,3 < PG ≤ 0,7 Medium
0,1 < PG ≤ 0,3 Low
PG ≤ 0,1 Extremely low to none Sumber: Li, et al. 2006
2.3. Perbaikan Tanah
Metode yang akan dilakukan dalam mitigasi likuifaksi pada lingkup studi kasus adalah dengan melakukan perbaikan tanah. Terdapat beberapa metode perbaikan tanah yang dapat digunakan untuk mengurangi potensi likuifaksi dengan meningkatkan kekuatan serta daya dukung tanah dan mengurangi penurunan (settlement) yang mungkin akan terjadi. Beberapa metode perbaikan tanah berdasarkan karakteristik tanah setempat disajikan pada Gambar 2.7.
Gambar 2.7 Macam-macam teknik perbaikan tanah berdasarkan karakteristik tanah setempat (Sumber: Schaefer et al., 2012)
Pada studi ini penulis memilih metode vibro-compaction atau stone column.
Pemilihan metode stone column sebagaimana yang telah dijelaskan pada latar belakang studi ini dilandasi oleh teori Woodward (2005) yang menjelaskan jika gradasi tanah setempat didominasi oleh pasir dan masuk ke dalam zona kesesuaian metode stone column, maka kondisi tanah tersebut paling cocok untuk diterapkan metode stone column karena ukuran butirnya yang memudahkan penetrasi vibroflot untuk aplikasi penggetaran pada kedalaman yang direncanakan.
2.3.1. Metode Stone Column
Stone column atau dikenal juga dengan vibroreplacement adalah salah satu metode perbaikan tanah yang merupakan kolom–kolom vertikal dari kerikil, semacam tiang pancang tetapi dari bahan-bahan lepas yang dipadatkan. Kerikil tersebut merupakan kerikil lepas yang tidak diikat oleh bahan pengikat semen atau yang lainnya. Fungsi utama pemasangan stone column adalah untuk meningkatkan daya dukung tanah yang lembek sehingga tanah lembek tersebut dapat menerima beban yang lebih besar dan settlement yang terjadi akan berkurang. Gambar 2.8 menampilkan ilustrasi instalasi stone column. Beberapa manfaat dari metode stone column lainnya adalah sebagai berikut:
1. Mengurangi total settlement tanah 2. Memperpendek waktu konsolidasi 3. Mengurangi bahaya likuifaksi.
Gambar 2.8 Metode stone column (Sumber: PT Rekakarya Geoteknik, 2018)
2.3.2. Metode Pelaksanaan Stone Column
SNI 8460-2017 menjelaskan metode pelaksanaan stone columns dapat dilakukan melalui tiga cara sebagai berikut:
1. Proses kering (dengan) penghubung atas atau dry top-feed process: Pada tanah berbutir kasar pada umumnya metode ini hanya dapat diterapkan untuk tanah yang berada di atas muka air tanah. Metode ini umumnya diaplikasikan dengan menggunakan vibroflot. Vibroflot dan batang penyambungnya dimasukkan ke dalam tanah melalui getaran dan berat sendiri vibroflot yang dibantu dengan semprotan udara bertekanan yang dipompakan ke ujung vibroflot dengan menggunakan kompresor. Setelah kedalaman rencana tercapai, vibroflot dipertahankan beberapa lama untuk memastikan kestabilan lubang. Selanjutnya vibroflot diangkat keluar lubang yang terbentuk, lubang segera diisi dengan material pengisi berbutir kasar dengan sejumlah tertentu, lalu vibroflot diturunkan kembali untuk memadatkan tanah berbutir tersebut. Proses mengangkat vibroflot, mengisi lubang, menurunkan vibroflot untuk pemadatan dilakukan berulang-ulang hingga material terisi penuh di dalam lubang dan terbentuk stone column yang “terkunci” dengan tanah di sekitarnya.
Ilustrasi instalasi dengan dry top-feed process disajikan pada Gambar 2.9.
Gambar 2.9 Metode stone column dry top-feed process (Sumber: After Taube, 2002)
2. Proses basah atau wet process: Proses basah ini digunakan apabila lubang yang terbentuk dengan proses kering (dengan) penghubung atas tidak
stabil. Alat pemadat yang digunakan sama seperti sebelumnya, yaitu vibroflot, hanya saja dalam proses ini air yang dipompakan dan bukan udara. Lubang dibentuk dengan bantuan semprotan air (water jetting), getaran dan berat sendiri vibroflot. Setelah mencapai kedalaman rencana, vibroflot dapat digerakkan naik turun beberapa kali sambil air tetap dipompakan, hal ini dimaksudkan untuk mengeluarkan lumpur dari dalam lubang. Kemudian, dengan vibroflot tetap menggantung dalam lubang dan aliran air tetap mengalir (aliran air dalam jumlah yang cukup dan kontinu menjamin kestabilan lubang yang terbentuk), material pengisi diisikan dari atas melalui lubang yang terbentuk. Vibroflot di tarik secara perlahan-lahan, getaran vibroflot akan memadatkan tanah berbutir yang diisikan dan membentuk stone column. Bilamana perlu vibroflot dapat didorong turun kembali untuk lebih memadatkan stone column yang dihasilkan. Proses ini memerlukan aliran air yang banyak, dan juga perlu disediakan parit untuk mengalirkan lumpur ke tempat penampung sementara.
3. Proses kering (dengan) penghubung bawah atau dry bottom-feed process:
Proses kering (dengan) penghubung bawah ini dilakukan dengan menggunakan pipa penggetar yang dimasukkan ke dalam tanah dengan menggunakan top mounted vibrator. Ujung bawah pipa penggetar dilengkapi dengan sepatu yang dapat membuka secara otomatis saat pipa ditarik ke atas dan menutup saat pipa didorong ke bawah. Saat ujung pipa penggetar mencapai kedalaman rencana, material pengisi sejumlah volume tertentu (tidak sekaligus sebesar volume lubang yang dihasilkan) diisikan ke dalam pipa penggetar, kemudian pipa diangkat setinggi 2-3 m, saat ini material pengisi akan turun ke dalam lubang (saat ini udara bertekanan dipompakan ke ujung pipa penggetar melalui pipa kecil yang terpasang untuk menghilangkan dampak vakum dan membantu proses turunnya material). Selanjutnya pipa penggetar didorong ke bawah setinggi 1-2 m untuk memadatkan material pengisi dan membentuk stone column. Sepanjang proses vibrator tetap bergetar. Proses pengisian pipa,
mengangkat dan mendorong kembali sambil tetap bergetar dilakukan berulang-ulang ke arah atas lubang hingga proses pembentukan stone column selesai. Karena sepanjang proses batang penggetar selalu berada di dalam tanah, maka kestabilan lubang tidak menjadi masalah. Gambar 2.10 menampilkan ilustrasi dry bottom-feed process.
Gambar 2.10 Metode stone column dry bottom-feed process (Sumber: After Taube, 2002)
2.3.3. Bahan Pengisi Stone Column
Material yang digunakan untuk membentuk stone columns, harus cocok dengan peralatan yang digunakan dan dapat disalurkan ke dalam tanah dengan lancar, baik dengan metode penghubung bawah (bottom feed) ataupun penghubung atas (top feed). Gradasi tanah pengisi tipikal yang umum digunakan sebagaimana disajikan pada Tabel 2.5.
Tabel 2.5 Gradasi bahan pengisi tipikal
Proses Gradasi (mm)
Proses kering (dengan) penghubung atas (dry top-feed process) 40 - 75
Proses basah (wet process) 25 - 75
Proses kering (dengan) penghubung bawah (dry bottom-feed process) 8 - 50 Sumber: SNI Persyaratan Perancangan Geoteknik (8460-2017)
2.3.4. Perencanaan Stone Column
Perencanaan stone column meliputi perencanaan diameter, jarak dan panjang stone column. Perencanaan tersebut berpengaruh terhadap kapasitas daya dukung batas stone column sebagai stone column tunggal dan kelompok, overall stability terhadap sliding, serta settlement yang terjadi setelah dipasang.
1. Panjang dan Jarak Stone Column
Panjang stone column yang direncanakan diukur dari muka tanah asli sampai dengan batas bawah perencanaan. Jarak stone column adalah jarak antara pusat penampang stone column dengan pusat penampang stone column di sebelahnya. Dengan demikian suatu kelompok stone column mempunyai dua arah spacing, yaitu arah x dan arah y yang besarnya sama. Selain itu spacing juga akan mempengaruhi besarnya settlement pada stone column dan tanah di sekelilingnya.
2. Diameter dan Pola Stone Column
Stone column diidealisasikan sebagai suatu silinder dengan penampang berbentuk lingkaran berdiameter (D). Diameter stone column menentukan besarnya area replacement ratio dan besarnya distribusi tegangan pada tanah dan stone column. Perencanaan diameter stone column tergantung dari tipe tanah yang diperbaiki, beban yang harus didukung tanah, dan pola pemasangannya. Pola pemasangan stone column dibedakan menjadi dua pola, yaitu pola segitiga (equilateral triangular pattern) dan pola bujur sangkar (square pattern) sebagaimana yang disajikan pada Gambar 2.11.
Gambar 2.11 Pola instalasi stone column (Sumber: Cabe, 2007)
Pola pemasangan segitiga memberikan bentuk segi enam pada penampang unit cell sebagaimana yang disajikan pada Gambar 2.11, dan pola bujur sangkar akan memberikan bentuk bujur sangkar. Kedua bentuk penampang tersebut bisa didekati dengan bentuk lingkaran yang mempunyai diameter De (diameter ekuivalen), dengan ilustrasi De disajikan pada Gambar 2.12 dan 2.13. Adapun persamaan yang dapat digunakan dijabarkan dalam Indian Standard 15284 bagian 1 (2003) adalah sebagai berikut:
𝐷𝑒 = 1,13𝑠 ; Untuk pola instalasi segitiga ... (2.27) 𝐷𝑒 = 1,05𝑠 ; Untuk pola instalasi bujur sangkar ... (2.28) Keterangan:
De : Diameter ekuivalen s : Jarak antar stone column
Gambar 2.12 Ilustrasi diameter equivalen untuk pola pemasangan bujur sangkar (Sumber: Indian Standard, 2003)
Gambar 2.13 Ilustrasi diameter equivalen untuk pola pemasangan segitiga (Sumber: Indian Standard, 2002)
3. Area Replacement Ratio (Ar)
Volume tanah stone column yang akan menggantikan tanah asli, memiliki pengaruh yang penting terhadap hasil dari perkuatan tanah, dan mempengaruhi besarnya volume tanah yang akan tergantikan. Untuk menghitung jumlah pergantian tanah yang dibutuhkan stone column, ditetapkan rasio pergantian luas dengan rumus yang dijelaskan dalam Indian Standard 15284 (2003) sebagai berikut:
𝐴𝑟 = 𝐴𝑠
𝐴 ... (2.29) 𝐴𝑐 = 𝐴−𝐴𝑠
𝐴 ... (2.30) 𝐴𝑆 = 0,907 (𝐷
𝑆)2; untuk pola segitiga sama sisi ... (2.31) 𝐴𝑆 = 1
4𝜋(𝐷)2; untuk pola bujur sangkar ... (2.32) 𝐴 = 1
4𝜋(𝐷𝑒)2 ... (2.33) Keterangan:
𝐴𝑟 : Area replacement ratio stone column 𝐴𝑐 : Area replacement ratio tanah lunak 𝐴𝑠 : Luas penampang stone column 𝐴 : Luas penampang total 1 unit cell 𝐷 : Diameter stone column
𝐷𝑒 : Diameter equivalen 𝑠 : Jarak antar stone column
2.3.5. Evaluasi Perencanaan Stone Column
Analisis untuk perencanaan stone column relatif sulit, dikarenakan areal yang perlu perbaikan mencakup wilayah yang sangat luas dan membutuhkan jumlah stone column yang sangat banyak. Untuk menyederhanakannya, dalam proses analisis luasan wilayah rencana dapat disederhanakan menjadi unit–unit sel dengan luasan (A) yang diasumsikan terdiri dari satu kolom dengan penampang (Ac) dan dianggap mempengaruhi tanah di sekitarnya. Menurut Priebe (1995) kondisi sel dianggap ideal dengan asumsi:
● Kolom terdiri dari lapisan yang kaku
● Material dianggap tak termampatkan
● Bulk density kolom dan tanah diabaikan.
Karena asumsi di atas diterapkan, kolom tidak akan gagal pada end-bearing- nya, dan untuk setiap penurunan tanah pada area beban yang akan menggelembungkan kolom, panjang kolom dianggap konstan.
2.3.5.1. Metode Evaluasi Baez dan Martin
Menurut Baez dan Martin melalui komunikasi personal ke Byrne (1992) yang dijelaskan Kembali dalam jurnalnya, pada metode ini asumsi dasar yang digunakan mengenai evaluasi terhadap distribusi tegangan berdasarkan kekakuan dari masing-masing elemen, shear strains antara material yang diperbaiki dan material isi sama. Pada dasarnya pembebanan pada stone column tidak akan menyebabkan displacement atau perpindahan pada arah tertentu selain dari pergerakan tanah. Maka dari itu, dapat digunakan persamaan Baez dan Martin (1993) sebagai berikut:
𝛾𝑠 = 𝛾𝑠𝑐 ... (2.34)
𝜏𝑠 𝐺𝑠=𝐺𝜏𝑠𝑐
𝑠𝑐 ... (2.35) Keterangan:
𝛾𝑠 : Shear strain pada tanah
𝛾𝑠𝑐 : Shear strain pada stone column 𝜏𝑠 : Shear stress pada tanah
𝜏𝑠𝑐 : Shear stress pada stone column 𝐺𝑠 : Shear modulus pada tanah
𝐺𝑠𝑐 : Shear modulus pada stone column
Dijelaskan dalam jurnal Baez dan Martin (1993), Seed dan Idriss (1971) mengemukakan dengan mengasumsikan pendekatan sederhana untuk memperkirakan nilai tegangan geser akibat gempa, diperoleh persamaan sebagai berikut:
𝜏𝐴 ≈ 𝜏𝑠 𝐴𝑠+ 𝜏𝑠𝑐 𝐴𝑠𝑐 ... (2.36)
𝜏𝑠𝑐 = 𝜏
[𝐴𝑟+ 1
𝐺𝑟 (1−𝐴𝑟)] ... (2.37) 𝜏𝑠 = 1
𝐺𝑟 𝜏𝑠𝑐 ... (2.38) Keterangan:
𝜏 : Shear stress = 0,65𝑎𝑚𝑎𝑥
𝑔 𝜎𝑣 𝑟𝑑 (Persamaan 2.8) 𝐴 : Luas area total per unit = As + Asc
𝐴𝑠 : Luas area tanah per unit 𝐴𝑠𝑐 : Luas area stone column 𝐴𝑟 : Replacement ratio = 𝐴𝑠𝑐
𝐴
𝐺𝑟 : Modulus ratio = 𝐺𝑠𝑐
𝐺𝑠
Dari persamaan–persamaan di atas, dapat disimpukan bahwa tegangan akan terkonsentrasi pada stone column dengan proporsional terhadap rasio modulus geser antara tanah dan stone column. Maka akan didapat tegangan pada material stone column akan lebih kaku, sedangkan tegangan geser tanah akan lebih kecil tanpa adanya pemasangan stone column.
Pergantian luasan tanah yang digantikan oleh material stone column dapat meningkatkan modulus geser tanah sehingga mempengaruhi nilai CSR tanah.
Besaran faktor koreksi nilai CSR akibat modulus geser gabungan material stone column dengan tanah dapat dihitung melalui persamaan Baez dan Martin (1993) sebagai berikut:
𝐾𝐺 = 𝜏𝑠
𝜏 = 𝐶𝑆𝑅1
𝐶𝑆𝑅 ... (2.39) Untuk analisis evaluasi stone column dengan menggunakan metode ini, salah satu data yang dibutuhkan adalah data modulus geser tanah. Nilai modulus geser tanah diperoleh melalui persamaan yang diusulkan oleh Rollins et al (1998) sebagai berikut:
𝐺 = 𝐸
2(1+𝜇) ... (2.40) Keterangan:
𝐺 : Modulus geser tanah
𝐸 : Modulus elastisitas tanah (Tabel 2.6)
𝜇 : Poisson’s ratio
Nilai modulus elastisitas tanah sesuai dengan jenis tanah yang diketahui, disajikan pada Tabel 2.6.
Tabel 2.6 Perkiraan nilai modulus elastisitas tanah
Jenis Tanah E (kN/m2)
Pasir
Berlanau 5000-20000
Tidak padat 10000-25000
Padat 50000-81000
Pasir dan Kerikil
Padat 100000-200000
Tidak padat 50000-150000
Sumber: Bowles, 1997
2.3.5.2. Metode Evaluasi Priebe
Hasil perbaikan tanah yang diharapkan dengan pemasangan stone column dengan mengasumsikan bahwa material kolom bergeser pada kondisi awal sementara tanah di sekelilingnya bereaksi secara elastik. Didapatkan nilai no yang merupakan notasi dari faktor perbaikan yang diusulkan oleh Priebe (1995), dengan no diperoleh dari persamaan sebagai berikut:
𝑛0 = 1 + 𝐴𝑐
𝐴 [ 5−
𝐴𝑐 𝐴
4 ×𝐾𝑎𝑐 ×(1−𝐴𝑐𝐴)− 1] ... (2.41) Keterangan:
𝑛0 : Initial improvement
𝐴𝑐 : Luas penampang stone column 𝐴 : Luas penampang cell unit 𝐾𝑎𝑐 : Koefisien tekanan tanah aktif
Nilai dari Kac diperoleh melalui persamaan Priebe (1995) sebagai berikut:
𝐾𝑎𝑐 = (45ᴼ −Ø𝑐
2) ... (2.42) Keterangan:
Ø𝑐 : Sudut geser material stone column
Pemampatan terhadap struktur akan tetap terjadi meski material pengisi kolom sudah padat. Oleh sebab itu, setiap beban yang menyebabkan penurunan tidak akan dibarengi penggelembungan pada kolom. Dengan diketahui nilai dari µs
= 1/3, maka persamaan Priebe (1995) digunakan untuk memperoleh nilai (AC/A)1
sebagai berikut:
(𝐴𝑐
𝐴)
1 = −4 × 𝐾𝑎𝑐 ×(𝑛0−2)+5
2 ×(4 × 𝐾𝑎𝑐−1) ± 1
2 × √[4 × 𝐾𝑎𝑐 ×(𝑛0−2)+5
(4 × 𝐾𝑎𝑐−1) ]2+ 16 × 𝐾𝑎𝑐 ×(𝑛0−1)
4 × 𝐾𝑎𝑐−1 .. (2.43) Keterangan:
(𝐴𝑐
𝐴)
1 : Rasio luasan akibat kompresi pada kolom, nilai yang diambil ada yang bernilai positif dan terkecil.
Kemampatan pada material kolom dapat dihitung dengan mereduksi nilai dari faktor perbaikan (n1) seperti ditunjukkan pada persamaan berikut:
𝑛1 = [
1
2+𝑓(µ𝑠,𝐴𝐶 𝐴) 𝐾𝑎𝑐 ×𝑓(µ𝑠,𝐴𝐶
𝐴) − 1] ... (2.44) 𝑓 (µ𝑠, 𝐴𝐶
𝐴) = (1− µ𝑠)×(1−
𝐴𝐶 𝐴)
1− 2µ𝑠 + 𝐴𝐶𝐴 ... (2.45)
𝐴𝐶
𝐴 = 𝐴𝐶 1
𝐴 + 𝛥(𝐴𝐶𝐴) ... (2.46) 𝛥 (𝐴𝐴𝐶)= 1
(𝐴𝐶𝐴) 1
− 1 ... (2.47) Pada poin sebelumnya, salah satu parameter yang dibutuhkan untuk analisis potensi likuifaksi dengan metode simplified seed adalah nilai CSR. untuk mengestimasikan secara kasar efisiensi stone column akan mempengaruhi nilai CSR akibat gempa, dan dinotasikan dengan faktor α seperti ditunjukkan persamaan sebagai berikut:
𝛼 = 1
𝑛1 ... (2.48) Nilai faktor α kemudian digunakan sebagai faktor reduksi untuk menghitung ulang nilai CSR baru (CSR1) melalui persamaan sebagai berikut:
𝐶𝑆𝑅1 = 𝐶𝑆𝑅 × 𝛼 ... (2.49)
2.3.5.3. Metode Evaluasi Baez
Pemadatan tanah yang berpotensi likuifaksi merupakan salah satu cara untuk menurunkan potensi terjadinya likuifaksi. Berbeda dari dua metode yang digagas sebelumnya yang lebih menitikberatkan perubahan dan koreksi terhadap
nilai CSR akibat stone column, metode Baez (1995) menitikberatkan pada perhitungan pengaruh stone column terhadap perubahan kepadatan tanah yang mengakibatkan perubahan nilai SPT dan nilai CRR.
Baez menggagas hubungan antara perbaikan tanah (n) sebagai variabel Normalized Pre-SPT (nilai SPT sebelum dipasang stone column) yang berbeda antar rasio luas stone column (Ar) seperti yang disajikan pada Gambar 2.14.
Gambar 2.14 Kurva hubungan nilai SPT dengan Improvement Index untuk nilai Ar yang berbeda (Sumber: Baez, 1995)
Nilai CRR diperoleh dari perhitungan nilai SPT dalam proses analisis likuifaksi secara kuantitatif. Dari analisis tersebut kemudian digagas sebuah grafik hubungan antara kondisi nilai SPT sebelum dan sesudah pemasangan stone column (pre-SPT vs post-SPT) seperti yang disajikan pada Gambar 2.15.
Gambar 2.15 Kurva hubungan nilai SPT sebelum (Pre-SPT) dan sesudah (Post-SPT) instalasi stone column
(Sumber: Baez, 1995)
Dari grafik tersebut diperoleh persamaan regresi untuk kasus nilai Ar yang bervariasi, seperti yang ditunjukkan persamaan sebagai berikut:
𝐴𝑟 = 1
20,61𝑙𝑛 𝑙𝑛 (( 𝑥
0,776−0,0194𝑥) (1
𝑦− 0,025)) ... (2.50) Dari persamaan ini kemudian digunakan untuk mencari nilai x dan y sebagai nilai Pre-SPT dan Post-SPT, yang diperoleh melalui persamaan sebagai berikut:
𝑦 = 𝑥
0,776𝑒−20,61𝐴𝑟+(0,025−0,019𝑒−20,61𝐴𝑟)𝑥 ... (2.51) Keterangan:
𝑦 : Nilai post-SPT 𝑥 : Nilai pre-SPT
𝐴𝑟 : Rasio luas stone column terhadap luas tanah tributary
Berdasarkan Persamaan 2.50, diperoleh grafik hubungan antara post-SPT dan pre-SPT yang disajikan pada Gambar 2.16.
Gambar 2.16 Kurva hubungan Pre-SPT dan Post-SPT Persamaan 2.49 (Sumber: Baez, 1995)
Dari grafik dan persamaan tersebut, nilai SPT baru akibat pengaruh stone column digunakan untuk melakukan perhitungan nilai CRR, guna mendapatkan nilai yang baru, CRR1. Parameter CRR1 kemudian digunakan untuk menghitung nilai Safety Factor yang baru, seperti disajikan pada Persamaan 2.24.
2.4. Analisis Rencana Anggaran Biaya (RAB)
Analisis Rencana Anggaran Biaya (RAB) yang direncanakan merupakan output dari pekerjaan yang akan dilaksanakan. Tanpa RAB sangat mungkin terjadi pembengkakan biaya karena pengadaan yang tidak sesuai dengan perencanaan.
Dalam merencanakan RAB diperlukan Harga Satuan Pokok Kegiatan (HSPK) yang disusun terdiri atas HSD tenaga kerja, HSD alat, dan HSD bahan. Analisis HSD berdasarkan pada Peraturan Menteri Pekerjaan Umum dan Perumahan Rakyat Republik Indonesia Nomor 28 Tahun 2016 tentang Pedoman Analisis Harga Satuan Pekerjaan Bidang Pekerjaan Umum. Setelah memperoleh data dari HSD masing- masing, data tersebut masuk dalam dokumen HSPK seperti contoh tabel analisa harga satuan pekerjaan galian dengan excavator pada Tabel 2.7.
Tabel 2.7 Contoh analisa harga satuan pekerjaan galian 1 m3 dengan excavator
No Uraian Koef. Satuan Harga Satuan
(Rp)
Jumlah Harga (Rp) A Tenaga Kerja
1 Mandor 0,0293 OH 130.000,00 3.809,00
2 Pekerja 0,2933 OH 120.000,00 35.196,00
Jumlah Harga Tenaga Kerja 39.005,00 B Bahan
Jumlah Harga Bahan - C Peralatan
1 Excavator (Long Arm) 0,0403 Jam 472.891,55 19.037,50 Jumlah Harga Peralatan 19.037,50
D Jumlah Harga (A+B+C) 58.042,50
E Overhead + Profit (10% × D) 5.804,25
F Harga Satuan Pekerjaan (D+E) 63.846,75
Sumber: Kementerian Pekerjaan Umum dan Perumahan Rakyat, 2016
