B A B V P E N G U J I A N X E R H A D A F * D E E P B E A M S. Dalam bab ini akan diberikan beberapa laporan hasil

Dalam bab ini akan diberikan beberapa laporan hasil percobaan terhadap deep beams. Adapun kegunaan dari percobaan ini adalah sebagai perbandingan untuk mengana- lisa deep beams. Dari percobaan-percobaan ini dapat diketahui kelakuan dari deep beams seperti tipe keruntu- han yang terjadi, retak yang dominan dan beberapa sifat khusus dari deep beams. Hasil percobaan ini juga dapat dipakai untuk meninjau kembali peraturan-peraturan yang berlaku untuk mendisain struktur beton sehingga dapat diketahui apakah peraturan tersebut masih relevan untuk untuk mendisain ataukah memerlukan beberapa perubahan untuk penyesuaian. Dalam bab-bab di bawah ini akan diu- raikan hasil percobaan beberapa ahli mengenai deep beams.

5.1 PERCOBAAN MENURUT KONG ET AL

Pengujian terhadap 35 balok sederhana dengan perban­

dingan bentang dan tinggi sebesar 1 sampai dengan 3 dan perbandingan bentang geser dan tinggi efektif 0.23-0.70

135

akan dilaporkan dalam tulisan ini. Juga dipelajari efek- efek dari 7 tipe tulangan badan yang berbeda dalam kela- kuan struktur. Angka perbandingan tinggi dan tebal berva- riasi antara 10-3.34 . Beban-beban dan reaksi-reaksi diberikan nielalui semi circular roller dan steel loading block yang ditanamkan di dalam beton.

Hasil penelitian yang utama adalah, dengan sedikit perkecualian seluruh bentiik retak dan tipe keruntuhan pada balok serupa, dan keruntuhannya adalah retak diago­

nal yang k h a s .

Mula-mula dibuat suatu perbandingan antara hasil pengujian dengan hasil prediksi dengan metoda anaiisa.

Perbandingan yang ditunjukkan dalam tabel 5.1 memperli- hatkan adanya "keanehan". Dari hasil pengujian ditunjuk­

kan bahwa kekuatan batas deep beams dengan tinggi 762mm, yaitu 1-30, 2-30, 7-30A dan 7-30B hanya sedikit diatas kapasitas lentur {stadium I) dan belum leleh akibat retak miring pada badan. Pada balok lain, yaitu 3-30, 4-30, 5- 30, 6-30, 7-30C, 7-30D dan 7-30E, beban runtuhnya jauh lebih kecil dari yang diprediksi pada stadium II (tipe keruntuhan retak diagonal). Pada deep beams dengan ket- inggian 635 mm dan 508 mm, tipe keruntuhan yang dipredik­

si dan kekuatan batas secara umum sesuai dengan hasil

pengujian. Pada balok yang tidak terlalu tinggi, yaitu

deep beams dengan tinggi 381 mm dan 254 mm, prediksi men-

jadi kurang akurat sebanding dengan pengurangan tinggi.

• 0«* 'HftCSA

» to Sol !i<iK!%n

> M ill SufiRIiC

< ? l i n Sc i k aO

(a)

Deformation required

tolreedelormalton

( c )

SaiJbar 5.1 Efek restrain pada balok yang diuji Saith dan Vsnsiotis (alkandisi bsfcan dan psrlstakan (bjdeforsasi babas balok pada retak diagonal (c)rstak akibat restrain baut (10).

Secara nyata dua poin yang cukup penting untuk ditinjau yang berhubungan dengan tipe perletakan dan hasil pengujian.

- Poin pertama adalah semi-circular rollers support yang dipakai pada pengujian. Perletakan ini tidak memperbo- lehkan adanya translasi. Oleh karena itu jumlah re­

strain yang cukup pada perletakan akan meningkatkan kapasitas balok. Penulis sendiri telah mempelajari efek-efek dari restrain dan telah menemukan besarnya restrain yang tergantung pada besarnya beban vertikal, koefisien gesekan antara permukaan geser dan perpinda- han horizontal yang diharapkan dari balok pada saat runtuh. Secara umum sulit untuk mengukur jumlah efek- efek dari restrain dalam hubungannya antara tipe kerun- tuhan dan kekuatan batas.

- Poin kedua ditentukan oleh high level of bearing stress pada perletakan dan dibawah blok beban dihitung pada saat balok runtuh. Secara umum tegangan tumpu (tabel 5.1) untuk deep beams dengan tinggi 508mm mempunyai kecenderungan untuk meningkat sangat besar yaitu 1.19 feu ~ 1.94 feu.

Meskipun spalling dan crushing pada luasan tumpu

adalah karakteristik dari tipe retak diagonal, pada

stadium akhir keruntuhan, banyak balok disini yang diduga

akan mengalami keruntuhan pada tumpuan terjadi sebelum

kekuatan maksimum pada retak diagonal terealisir. Balok

1-30, 2-30, 3-30, 4-30, 5-30, 6-30, 7-30D dan 7-30E adalah beberapa contohnya. Pada balok-balok ini, bearing stress bervariasi antara 1.52 feu dan 1.94 feu dan

Pu a n a i i a a / P u p e n g u j i a n

antara 1.10 dan 1.441 menunjukkan bahwa kerun- tuhan terjadi akibat tegangan tumpu yang berlebihan sebelum kapasitas maksimum pada retak diagonal tercapai.

Balok 1-30, 2-30, 7-30A, 7-30B dan 7-30C, efek dari restrain horizontal pada perletakkaii mungkin berakibat memperbesar kapasitas lentur balok, sehingga merubah tipe keruntuhan, tetapi balok-balok itu tetap hancur pada turapuan. Efek-efek dari restrain mungkin juga berakibat memperbesar kapasitas, dalam beberapa tingkat variasi, dari balok yang tidak terlalu tinggi, yaitu 508 ram, 318 mm dan 254 mm seperti yang ditunjukkan dengan ratio

Pu a n a l i s a / P u p e n g u j i a n

dalam tabel

5.1.

5.2 P E R C O B A A N M E N U R U T S M I T H D A N V A N T S I O T I S

Baru-baru ini hasil pengujian terhadap 52 deep beams dilaporkan oleh Smith & Vantsiotis. Balok-balok tersebut merupakan balok dengan perletakan sederhana dan dibebani dari atas dengan dua beban terpusat. Perbandingan bentang geser dengan tinggi efektifnya adalah 0.77, 1.01, 1.34 dan 2.01 .

Pada awal percobaan, hasil pengujian dibandingkan

secara langsung dengan analisa teoritis yang diusulkan.

Beam Analysis Stage I

P.,;

kN

Stage 11

P.,:

kN

Predicted Mode of failure P,

analysiis kN

P.

test;

kN

P, analysis P. test

Bearing stress ratio P j f . ,

J-.'O

>i-:o

3-15

l-IO

451 370 286 204 122

627 493 274 156 71

Flexural Flexural FIex./Diag. spL Diagonal splitting Diagonal splitting

451 370 274 156 71

478 449 379 328 179

0.94*

0-82*

0-72 0-48 0-40

1-54 1-27 1-24

!-07 0-57 2 -3 0

2 -;5

2

-:o

12-15 2-10

449 366 310 205 121

555 372 252 163 67

Flexural Flex./Diag. spl.

Diagonal splitting Diagonal splitting Diagonal splitting

449 366 252 163 67

498 449 431 279 199

0.90*

0-82 0-58 0-58 0-34

1-80 1-67 1-50 0-85 0-68

3- .'0 962 741

3 657 474

3 ;o 464 281

3 1? 262 165

3 :o 142 77

Diagonal splitting Diagonal splitting Diagonal splitting Diagonal splitting Diagonal splitting

741 474 281 165 77

553 45!

416 316 173

1-34 105 0-68 0-52 0-45

1-70 1-49 1-50 ICO 0-53

4 <0

4 25 4 :o

!4 15

i*-IO

685 500 375 234 122

683 432 275 156 74

Flex./Diag. spl.

Diagonal splitting Diagonal splitting Diagonal splitting Diagonal splitting

683 432 275 156 74

484 402 361 219 191

1-41 107 0-76 0-71.

0-39

1-52 1-33 1-24 0-67 0-58

|5 JO l5 25

15-10

601 539 345 227 122

663 459 267 155 74

Flexural

Diagonal splitting Diagonal splitting Diagonal splitting Diagonal splitting

601 459 267 155 74

479 417 345 255 156

1-38*

MO 0-77 0-61 0 47

1-79 • 1-50 119 0-81 0-48

^ 30 25 6 ;o 6- 15 6-10

836 662 493 322 158

775 518 374 197 89

Diagonal splitting Diagonal splitting Diagonal splitting Diagonal splitting Diagonal splitting

775 518 374 197 89

616 532 490 345 197

1-26 0-97 0-76 0-57 0-45

1-64 1-47 1-30 0-92 0-54 7-30A

R-30B

-7-300

I7-30D 7-30E

452 597

722

909 983

710 750 734 642 653

Flexural Flexural Flex./Diag. spL Diagonal splitting Diaeonal splittinR

452 597 722 642 653

506 600 519 528 595

0-89*

0-99*

1-39 1-22 1-10

1-40 1-59 1-43 1-72 1-94

Tabsl 5.1 Psrbandingan hasil analisa dangan pangujian Kong et al (10).

Hasil perbandingannya (tabel 5.2) sebagai berikut:

- Tipe keruntuhannya secara tepat diprediksi: seluruh balok runtuh dalam retak diagonal.

- Secara umum, beban batas yang diprediksi dianggap lebih kecil dari hasil pengujian: balok yang mempunyai jumlah tulangan badan besar akan mempunyai nilai pende- katan yang berbeda dengan jumlah tulangan badan yang sedikit, balok yang mempunyai jumlah tulangan badan yang besar dalam dua arah menunjukkan kesesuaian yang lebih mendekati hasil analisis.

- Tegangan tumpu di bawah beban dan diatas perletakan tidak terlalu besar (< 0.7fcu) dan tidak jelas keruntu­

hannya (tidak ditunjukkan dalam tabel 5.2).

Pemeriksaan terhadap tipe keruntuhan balok mene- gaskan bahwa pada beberapa balok terdapat retak vertikal yang kecil dari permukaan kedekat tumpuan. Ini menunjuk­

kan bahwa mungkin restrain yang dipasang kurang hati-hati terhadap susunan pengujian yang mana mungkin dipengaruhi oleh deformasi yang terjadi pada saat balok tersebut runtuh.

Restrain yang dapat dipakai mungkin adalah bots protruding (gambar 5.1) yang berfungsi untuk mencegah tekuk penampang balok selama pengujian berlangsung. Pada kenyataannya adanya restrain ini memperbesar kekuatan balok.

Pada penelitian yang selanjutnya, diuji 52 balok

yang dibandingkan dengan ACT Code. Disini kekuatan batas

Beam A nalysis

P,

a n aly sis:

kN

Test

lest:

kN

/*. an aly sis / '. l e s l

Beam A nalysis

P.

a n a ly sis:

kN

Test

P.

te st:

kN

analysis icsl

OAO-44 0A (M 8 lA l- 1 0 1A3-11

! A 4 - i : 1A5-51 1A6-37 2A1-38 2A3-39

l\4-40

2A6-41 3A1-42 3A3-43 3A4-45 3A6-46

OBO-49 lBl-01

i b; - : 9

!B4-30

!B6-3!

;b i-05

^

t

:B5-06

:B4-jD7 :B4-52

;B&-32 3B1-08 3B1-36 3B3-33 3B4-34 3B6-35 4B1-09

DS*

139 142

128

149 146 152 153 149 171 227 260 128 171 227 339

DS 279 272 323 297 283 342 368 349 341 344 .124 322 346 357 336

DS- 130 134 124 129 123 117 151 193 198 196 SCO

!25 151 195 278 106

D S 298 295 287 281 307 258 263 253 300 291 262 318 317 310 332 307

0-50 0-52 040 0-50 0-52 0-44 0-42 0-43 0-50 0-66 0-80 0-40 0-49 0-64 1-00

0-44 0-45 0-43 0-46 0-40 0-45 0-57 0-77 0-66 067 0-38 0-39 0-48 0-63 0-84 0-35

OCO-50

lC l-14 IC3-02 1C4-15 1C6-I6 2C1-17 2C3-03 2C3-27 2C4-18 2C6-19 3C I-20 3C3-21 3C4-22 3C6-23 4CI-24 4C3-04 4C3-28 4C4-25 4C6-26

ODO-47 4D1-13

DS 98 92 106

111

lOK

92 118 118 154 154 102 117 152 214 96

Itl8 jll8

il52 '218

DS 231 238 247 262 245 248 207 231 249 24S 282 250 255 275 293 257 305 305

,M9 Ds<;

^:47

.175

042 039 0-43 0-42 0-44 0-37 0-57 0-51 062 0-62 0-36 0-47 0-60 ■ 0-78 0-33 046 0-39 0-50 0-68

0-44 0-31

Tat'a! 5.2 Perbandirigan hasil anaiiss dsngan psngujian Saith dsi Vansiotis (10).

dari hasil percobaan lebih tinggi dari nilai yang dipre-

diksi A C I , Prediksi dari metode analisa yang diajukan

digabungkan dengan hasil pengujian (gambar 5.2) bersama-

□ T o s i B A C 1 3 I 8 - 7 7 Q P r o p o s e d m e l h o d

- C M

i\i cj r;

200

.50 f 100 I

50

J

r 2 0 0

- : 5 0 2

r

••00 I

• 5 0 =

a 9 o g c n CO

o ? . iT.

r :

s

A t

n 6 j 1 1

• r 1 (0 1

r 1

o J , ca m

1e i s CD CM s t a

cv# s a

r j ffl_{r ;} ^o_o ^a_{rz n} ^Q

O •»? <M vft t f t fs.

£ n t v GO a> o rv4

o CJ S J 1

5

CSI CM rg CM

8

D o fO 1

A t 1

a u

cy

U O

o u

n H o

fo ro n « O O O U

^ -I «7 rr

SaiabSr 5i2 Psrbandingan hasil analisa dsngan psrcobaan Smith dan '.'sTiSiotis (10).

sama dengan ACI sebagai pembandingnya. Nyata dari hasil

pengujian bahwa prediksi dari metoda analisa mendekati

kesesuaian dengan ACI pada balok seri A dan B. Usulan itu

meraprediksi lebih rendah tetapi secara umura mempunyai

nilai yang aman pada balok seri C dan D.

5.3 PERCOBAAN MICHAEL P COLLINS

5.3.1 Pendahuluan

Percobaan yang dilakukan ini berhubungan dengan disain strut and tie models pada pile cap, khususnya pile cap yang tebal. Pile cap adalah bagian dari struktur yang menyalurkan beban dari kolom keselompok tiang (gambar 5.3a). Prosedur disain yang ada belum dapat menjelaskan secara mendetail kelakuan dari elemen ini. Strut and tie models dapat menjelaskan dan memberikan disain praktis yang tetap.

Prosedur disain yang ditetapkan oleh ACT 318-83, dengan pendekatan serupa yang digunakan terhadap gaya- gaya penampang yang digunakan untuk pelat dua arah.

Prosedur ini dibagi menjadi dua langkah, yaitu:

- Disain geser, meliputi perhitungan tebal minimum pile cap, sehingga tahanan geser beton lebih besar dari geser yang terjadi yang didefinisikan pada penampang semunya.

- Disain lentur, untuk menentukan jumlah tulangan meman- jang yang diperlukan.

Strut and tie models menganggap bahwa arus gaya yang

lengkap dalam struktur lebih dari gaya-gaya yang terjadi

dalam satu penampang persegi. Alur gaya dalam pada beton

bertulang yang mengalami retak didekati dengan suatu

idealisasi rangka batang (gambar 5.3b). Daerah beton yang

mengalami gabungan tegangan-tegangan tekan yang arah

disebut dengan "compression strut", sedangkan "tension

Sasbar S.SaFsrietakan pile cap pada es'pat tiang (2)

Gasijar 5.3b Truss iodel tiga diiasnsi pada pis cap dengan saipat tiang (2).

tie" digunakan untuk mengidealisasikan daerah yang men- galami tarik. Daerah beton dimana strut dan tie bertemu disebut dengan daerah nodal, yang dianalogikan sebagai pertemuan rangka batang (gambar 5.4). Sementara beberapa waktu yang lalu, truss model telah digunakan dalam mendi- sain beton bertulang, saat ini diusahakan untuk memper- baiki dan mengembangkan model yang lebih tepat.

Prosedur disain sederhana yang menggunakan strut and tie models membentuk bagian dari provisi disain terhadap geser yang baru dari CANS A23.3-M84, Canadian Concrete Code. Prosedur ini digunakan untuk daerah didekat perle- takan atau daerah dimana terjadi bentuk geometris yang tidak kontinu yang tidak mendekati asumsi bahwa tegangan geser mempunyai distribusi yang seragam. Sebagai tambahan

Nodal so n «

Siinbsr 5*4 Kospansn idsalisasi bsban-tahanan rangka (2).

untuk menentukan kondisi kesetimbangan dari strut and tie models, Canadian Concrete Code memerlukan beberapa angga- pan mengenai kondisi kompatibel.

Tidak sama dengan deep beams, pile cap merupakan balok beton dengan sedikit penulangan. Biasanya tanpa tulangan geser melintang dan hanya sedikit tulangan memanjang.

Tulisan ini melaporkan hasil dari 6 buah pile cap yang diuji yang didisain untuk mendapatkan kesesuaian strut and tie models dalam bentuk 3 dimensi (3D) untuk mendisain pile cap.

5.3.2 Beberapa Percobaan yang Telah Dilakukan

Hasil pengujian terhasap 100 buah pile cap yang dilakukan oleh Blevot dan Fremy yang kebanyakan dengan setengah skala yang sebenarnya, untuk menyelidiki penga- ruh dari penyusunan tulangan yang berbeda. Untuk kasus pile cap dengan empat tiang, mereka menemukan bahwa tulangan yang dibentangkan seragam (menurut aturan dari A C I ) mengurangi beban runtuh sampai dengan 20% dibanding- kan dengan jumlah tulangan yang sama tetapi dengan kese- luruhan tulangan yang dipusatkan diatas tiang (menurut strut and tie models). Untuk kasus pile cap dengan tiga tiang, penyebaran tulangan secara seragam menurut lebar- nya mengakibatkan pengurangan kekuatan sampai 50% .

Clarke menguji 15 buah pile cap dengan empat tiang

dengan setengah skala yang sebenarnya untuk mempelajari

pengaruh penulangan yang terpasang dan angker batang

tulangan. Clarke menemukan bahwa penyebaran tulangan secara seragam mengurangi beban runtuh sampai dengan 14% . Untuk pile cap dengan penulangan terpusat diatas tiang, Clarke meneliti bahwa angker batang tulangan telah dipertinggi dengan pembatasan aksi dari compression strut.

Sabnis dan Gogate baru-baru ini menguji 9 buah pile cap dengan empat tiang dengan setengah ukuran yang sebe- narnya dengan letak penulangan yang seragam secara berva- riasi. Mereka menyimpulkan bahwa ACT Building Code perlu direvisi untuk menentukan kelakuan dari pile cap yang cukup tebal.

5.3.3 Percobaan yang Dilakukan

Detail dari 6 benda uji diberikan dalam gambar 5.5 dan tabel 5.3. Pil cap A,B,D dan E adalah pile cap dengan empat tiang dengan dimensi yang berbeda.

Pile cap A, didisain sesuai dengan ACI 318-83 untuk beban batas kolom sebesar 200 kN (450 kips). Syarat tulangan minimum akibat pengaruh temperatur dan susut tidak diperhitungkan.

Pile cap B, didisain mengunakan strut and tie models dengan beban batas kolom sebesar 200 kN (450 kips).

Pile cap D, didisain serupa dengan pile cap B dengan jumlah penulangan dua kali lipat untuk menyelidiki kerun- tuhan yang disebabkan leleh pada tulangannya.

Pile cap E, serupa dengan pile cap D dengan distri-

busi penulangan yang berbeda.

Pile cap C, dengan 6 buah tiang dan didisain menurut strut and tie models untuk beban batas koloni 3000 kN (675 k i p s ).

Pile cap F, untuk menguji hipotesa ACI 318-83, dibuat identik dengan pile cap D dengan keempat sudutnya- nya dihilangkan. Akibat bagian sudut beton yang dihilang- kan, ACI 318-83 memprediksi bahwa pile cap F akan mempun- yai kekuatan dibawah pile cap D. Sedangkan strut and tie models yakin bahwa pile cap D dan F akan mempunyai kekua­

tan yang sama.

Dalam mendisain pile cap, diasumsikan bahwa beban kolom akan dibagikan sama basar ke setiap tiang, seperti dalam disain pile cap pada umumnya.

Bagaimanapun juga penting untuk mengenal bahwa beban-beban pada tiang merupakan statis tak tentu dan dipengaruhi oleh kekakuan relatif dari masing-masing tiang. Dalam stud ini, kekakuan dari tiang semu tidak seragam.

Keseluruhan pile cap mempunyai dimensi sebagai berikut: tebal 600 mm (24 in), penampang kolom 300 mm^

(12 in2 ) cast in place, diameter tiang 200 mm (8 in) precast yang tertanam sedalam 100 mm (4 in) kedalam pile cap (gambar 5.5b).

Beton yang digunakan untuk pengujian didapat dari supllier beton dengan kekuatan tekan 20 MPa (2900 psi).

Hasil dari uji silinder dapat dilihat pada tabel 5.4 dan

sifat-sifat dari tulangannya pada tabel 5.5.

Tension tie mark

(see Fig. 3) Reinforcing steel

A rea o f steel,

m m '

Depth to centroid,

mm

T A l 9-No. 10* a t 260 mm 900 440

TA2 15-No. 10 at 100 mm 1500 450

T Bl 4-No. 10 at 4-No. 10 at 4-N o. 10 at

70 mm 70 mm 70 mm

400 400 400 1200

340 390 440

TB2 6-No. 10 at 8-No. 10 at 8-No. 10 at

45 mm 45 mm 45 mm

800 800 600 2200

350 400 450

TC2 3-No. 10 at 5-No. 10 at 3-No. 10 at

45 mm 45 mm 45 mm

300 . 500 300 1100

340 390 440

TC3 • 7-No. 10 at 7-No. 10 at 7-No. 10 at

45 mm 45 mm 45 mm

700 700 700 2100

350 400 450

T D l 4-No. 15' at 4-No. 15 at 4-No. 15 at

70 mm 70 mm 70 mm

800 800 800 2400

330 380 430 TD2 8-No. 15 at

8-No. 15 at 8-No. 15 at

45 mm 45 mm 45 mm

1600 1600 1600

• 4800

350 400 450

TE3 9-No. 10 at 210 mm 900 495

TE4 5-No. 10 at 240 mm 500 485

TE5 1-No. 10

1-No. 10 1-No. 15 1-No. 15

100 100 200 200

250 325 400 470

Tafesl 5.3 Ringkasan tulangan

Beban total yang terjadi pada pile cap dan beban yang dipikul masing-masing tiang diukur dengan mengguna- kan suatu alat yang dinamakan "load cells". Defleksi vertikal dan horizontal dari pile cap diukur dengan

"displacement transducers and mechanical dial g a g e s " .

"Electrical resistance strain gages" akan dipasang pada

tempat yang diberi nomor pada penulangan yang sudah

(a) Plan Views

TA1

PILE CAP A

PILE CAP D

PILE CAP F

8 • No. 10 dow«t*

300 X 300 mm column

(b) Crass Section , ol Pile Caps B, 0, ^ and F.

75 m m -^

100 mm

M

200 mm dia. pile

PILE CAP E

Gasbar 5.5 Bsnda uji (2).

ditentukan dan "demountable strain gages" akan digunakan untuk mengukur strain rata-rata pada beberapa permukaan.

Untuk menentukan strain dalam jumlah yang besar pada bidang datar, sebanyak 20 "embedment strain gages" dengan panjang 75 mm (3 in) akan dimasukkan dalam benda uji.

Sebuah alat yang biasa digunakan untuk menguji frame akan digunakan untuk menggantikan beban tekan kolom. Tiang beton bertulang yang pendek akan diletakkan pada "steel pedestal" dengan tambahan karet untuk mencegah sliding pada bearing (gambar 5.6). Beban pada benda uji akan ditambahkan secara terus menerus sampai mencapai kehancu- ran, pembacaan alat dilakukan setiap interval 1 0 pada skala, alat yang bersangkutan untuk mengetahui penurunan dan untuk mendeteksi perkembangan retak secara fotogra- fis. Seluruh alat pengukur akan secara otomatis melapor- kan data percobaan secara komputerisasi.

Cylinder compressive test

Tensile strength from indirect tension tests, MPa Strain

Secant Peak at

Pile modulus,* stress. peak Split Double

Cap M Pa MPa stress cylinder punch**

A 19,400 24.8 0.0024 2.9

B 19,400 24.8 0.0024 2.9 _

C 26.000 27.1 0.0020 3.7 _

O 28,600 30.3 0.0020 2.2 2.0

E 31,600 41.1 0.0022 2.7 2.5

F 28.600 30.3 0.0020 2.2 2.0

Tabsl 5.4 Hasil dari tsst silindsr bston (2).

Nominal Yield Yield Ultimate

Bar area. load. stress stress.

designation mm’ kN MPa f / E . MPa

No. lOM 100 47.9 479 0.0024 610

No. 13M 200 97.2 486 0.0024 646

la H l 5.5 Sifat baja tulangan (2).

5.3.3.1 Penelitian Hasil Percobaan

Observasi hubungan beban-penurunan untuk 6 benda uji ditunjukkan dalam gambar 5.7. Penurunan pada pusat pile cap, distribusi beban antara tiang, dan regangan batang tulangan, beban retak dan beban batas akan ditunjukkan pada tabel 5.6. Pada pile cap A dan B yang mempunyai jumlah tulangan yang sedikit, regangan tulangan meningkat dengan sangat mendadak ketika retak pertama terbentuk.

Semua pile cap secara saraa mempunyai sedikit sekali retak yang menuju pada kehancuran. Retak akibat lentur biasanya terjadi pada masing-masing bentang diantara tiang. Untuk benda uji yang berbentuk "diamond" ( pile cap A, B, D dan E ), retak akibat lentur berkembang diantara tiang-tiang (gambar 5.8). Keruntuhan pada selu- ruh pile cap ditandai dengan meningkatnya jumlah retak yang baru.

Pile cap A diprediksi akan runtuh pada beban total 2138 kN (481 kips) menurut ACI 318-83, akibat dari lentur yang mencapai kritis. Tetapi benda uji runtuh setelah dibebani hanya dengan beban sebesar 83% dari yang dipre­

diksi, yaitu 1781 kN (401 kips). Gbr 5.8 menunjukkan bentuk deformasi pada saat runtuh. Daerah yang diarsir dalam gambar, secara relatif bergerak terus kearah daerah yang tidak diarsir untuk menghasilkan keruntuhan geser dua arah. Keruntuhan terjadi akibat tulangan lenturnya mengalami leleh.

Pile cap B serupa dengan pile cap A dengan perbedaan

pada tulangannya yang didisain menurut strut and tie

Sister 5.6 Pile cap yang diuji (2).

Pile load distribution

Reinforring bar strain

Pile CapLoad, kN

Center deflection,

mm

Load on closest two piles,

(pcrcent)kN

Load on other piles, kN (percent)

Between closest two piles,

m m /m

Between other piles, m m /m SM

A 1186 0.10 676

(57)

510 (43)

, 0.11 1.34*

0.20 1.10*

uC9 WO

B 1679 0.04 1461

(88)

218 (12)

0.38 1.43*

0.05 0.67*

M

«

C 1780 0.15 1615

(91)

165 (9)

0.11 0.05

VIe D 1222 0.!5 823

(73)

299 (27)

0.06 0.05

t E 1228 0.11 910

C74)

318 (26)

O.OI 0.01

o F 650 0.18 474

(73)

176 (27)

0.09 0.20

A 1781 1.59 1247

(70)

534 (30)

13.0 2.6

ts B 2189 1.07 1575

(72)

614 (28)

9.2 1.3

M

C 2892 2.06 2303

(80)

589 00)

2.4 1.0

.2c

1

D 3222 3.37 2205

(68)

1017 (32)

1.9 1.3

1 ^{E 4709 2.50 3243(69) 1466}(31)

0.8 0.4

F 3026 3.21 2059

(68) 965 (32)

2.2 1.1

Taissl 5.6 Ringkasan penyelidifcan hasil perccban (2)

Sajibar 5.7 Hubungan bebarrpsnurunan untuk sias b'i-nda uji

(2).

models untuk beban masing-masing tiang sama yaitu 500 kN (112.5 kips) atau beban kolom sebesar 2000 kN (450 kips).

Beban total sebagian besar dipikul oleh dua tiang yang

mempunyai jarak terdekat ke kolom. Setelah tulangan tarik

pada arah yang pendek leleh, distribusi beban pada tiang-

tiang mulai berubah. Benda uji runtuh sebelum terlihat

adanya tanda-tanda redistribusi beban terjadi. Beban

maksimum yang dapat ditahan pile cap sebesar 2189 kN

(492.5 kips). Tulangan tarik pada arah yang panjang tidak

leleh. Gambar 5.9 memperlihatkan bentuk fisik pile cap B setelah pengujian.

Pile cap C didisain dengan 6 buah tiang yang masing- masing dibebani 500 kN (112.5 kips) atau beban kolom 3000 kN (675 kips). Seperti halnya pile cap B, sebagian besar beban kolom dipikul oleh dua tiang yang berdekatan dengan kolom, sementara keempat tiang lainnya raenahan beban yang relatif kecil. Sekalipun regangan dari tulangan tarik diantara dua tiang mencapai leleh, deformasi yang terjadi sangat kecil karena adanya restrain yang diberikan oleh

{«) R a lla eM View oi Bottom in d Sid*t

Sasibar 5.8 Pola dsforaasi akhir piie cap A (2).

bagian yang berdampingan dari pile cap (gambar 5.5).

Ketika beban kolom mencapai 2892 kN (651 kips), keruntu- han geser terjadi. "Punching cone" yang meluas dari bagian muka luar baton menuju tiang kedalam bagian tepi- nya (gambar 5.10). Dua tiang terdekat dari kolom memikul beban maksimum masing-masing 1150 kN (259 kips).

Saisbsr 5.9 Kcndisi pils cap B sstsiah psngujian (2).

Pile cap D dan E yang serupa dengan pile cap B tetapi dengan jumlah penulangannya dua kali lipatnya, keduanya runtuh akibat leleh pada tulangan tariknya.

Keruntuhannya menyerupai "punching shear cone" yang

serupa. Pile cap D runtuh pada beban kolom 3222 kN (755

kips) dengan beban maksimum pada masing-masing tiang 1119

kN (255kips).Pile cap E runtuh pada beban kolom 4709 kN

(1060 kips). Pile cap E lebih kuat dari pada pile cap D

akibat dari distribusi penulangannya dan kekuatan betonnya yang lebih tinggi.

SaiaOar 5 • 10 Eisijsr dari tskanan tsrpusat pada ksrjcut daldi pile cap C sstslah bagian benda uji dipindahkan (2).

Pile cap F serupa dengan pile cap D dengan keempat sudutnya dihilangkan. Benda uji ini identik dengan dua buah deep beams yang berpotongan pada tengah bentangnya, keruntuhan terjadi akibat geser pada balok yang lebih pendek. Rangkaian dari retak yang relevan terbentuk pada jarak bentang yang lebih pendek yang ditunjukkan dalam gambar 5.11a.

Retak-retak pertama membentuk adalah retak akibat lentur pada tengah bentang yang diperbanyak dari dua balok yang ditunjukkan dengan no. 1 pada gambar 5.11a.

Retak vertikal ditunjukkan dengan no. 2, kemudian tampak

secara langsung diatas tiang. Pada beban tiang 949 kN

(214 kips), retak diagonal yang baru mendadak muncul

(crack 4). Dianalogikan dengan retak geser pada badan, retak diagonal terjadi secara tidak bergantungan dari masing-masing retak yang terjadi. Dengan adanya peningka- tan beban yang kecil, retak diagonal bertambah luas.

Benda uji runtuh ketika geser pada balok yang pendek, yaitu pada arah beban tiang yang pendek sebesar 1077 kN

(242 kips) dan total beban kolom sebesar 3026 kN (681 kips). Semua tulangan memanjang belura mencapai leleh.

Timbulnya bentuk keruntuhan kerucut dapat dilihat dalam gambar 5.11b.

ACI 318-83 menekankan bahwa prosedur umum untuk disain lentur diaplikasikan pada disain tulangan meman­

jang pada pile cap. Dasar dari prosedur balok tersebut adalah asumsi bahwa bidang rata tetap rata. Untuk menyel- idiki kebenaran asumsi itu, variasi regangan horisontal sepanjang kedalaman pile cap diukur,secara langsung mulai dari bawah kolom. Embedment strain gages pada beton dan strain gages pada batang tulangan dapat digunakan.

Peraturan ini juga menetapkan bahwa distribusi regangan non linear tidak perlu diperhatikan perbandingan tinggi dan bentang bersihnya lebih kecil dari 0.8 untuk perletakan sederhana. Gambar 5.12 menunjukkan regangan yang diukur pada arah memanjang dari pile cap A pada bermacam-macam stadium beban. Secara keseluruhan perban­

dingan tinggi dan bentang bersih untuk kasus ini sebesar

0.4. Tetapi dapat dilihat bahwa distribusi regangan

secara jelas non linear baik untuk keadaan sebelum retak

dengan beban 1186kN (2267 kips) maupun dalam keadaan

setelah mengalami keretakan.

Ssi'Dir 5.113 Rangkaisn forsissi rstak yang sesusi dskas pile Kp F {21. '

Eaibar 5.11b fengakaiii dasrah kehaicuran pils cap F setelah fsngujian (2).

Untuk balok yang tahanan gesernya benar-benar meru-

pakan aksi dari balok beton, gaya tarik pada tulangan

memanjang berubah sepanjang balok untuk mengimbangi momen

lentur yang terjadi, sementara itu lengan momen tetap relatif konstan. Secara alternatif, jika gaya tarik menjadi konstan, lengan momen berubah dan aksi balok menjadi seperti busur tarik dengan geser yang ditahan oleh tekan miring dalam hal ini adalah "aksi strut".

Gambar 5.13 memperlihatkan regangan tulangan memanjang yang khas diukur pada pile cap. Sementara momen lentur pada penampang bervariasi secara linear dengan besar maksimum pada tengah bentang dan mencapai nol pada tiang, gaya tarik dalam penulangan hanya mempunyai sedikit variasi. Pengukuran tarik pada penulangannya mencapai nilai maksimum pada tengah bentang, tetapi tulangan yang melalui tiang tetap memikul beban sebesar 75% dari tari- kan maksimum. Hal ini sangat menguntungkan strut and tie models yang secara nyata menunjukkan perlunya angker tulangan untuk menambah besarnya tahanan tarik pada tulangannya.

Sssbar 5.12 Pengukuran profilrsgangan vertifcal arah

rusiianjang pile cap A pada variasi bsban koloa (2).

Asumsi penting lainnya menurut ACI 318-83 yaitu

"metode balok" yang diterapkan dalara mendisain pile cap adalah momen lentur sepanjang lebar dari pile cap diang- gap merata. Untuk menyelidiki asumsi ini regangan meman- jang pada permukaan atas pile cap diukur sepanjang lebar- nya. Penelitian terhadap regangan penampang pada pile cap A pada beban kolora sebesar 1706kN (384kips) diperlihat- kan dalam gambar 5.14. Sekalipun tulangan lentur telah leleh dan pile cap mendekati runtuh, regangan pada permu­

kaan atasnya tetap kecil. Juga regangan pada permukaan jauh dari seragara menunjukkan bahwa momen lentur ditahan oleh bagian pusat dari pile cap seperti yang ditegaskan oleh strut and tie models.

<a) Short Dlc«ctlon ci PH« Cip C '

Bsisbar 5.13

(b) Long Direction of Pll* C*p D

Cfflitoii khss vsriasi regangsn yang diufcur pada bsrbagai bsban kaloa (2).

Untuk menggabungkan informasi lebih lanjut tentang bagian beton yang menahan beban, embedment strain gages akan dipasang pada pile cap A dan pile cap B (gambar 5.15a). Perlu diketahui bahwa alat ini mengukur regangan tekan pada strut yang menghubungkan kolom dengan tiang- tiang yang ada, tetapi sebagian besar beban dipindahkan ke tiang-tiang yang terdekat. Pengukuran regangan ini untuk menggambarkan kontur yang diperlihatkan dalam gambar 5.15b dan 5.15c. Kontur regangan tekan mencapai nilai tertinggi pada daerah dimana strut and tie models menganggap bahwa regangan maksimum memang akan terjadi pada daerah itu.

5.3.3.2 Perbandingan Kekuatan Hasil Percobaan dengan Prediksi ACI Building Code

Hal-hal yang diperlukan untuk mendisain pondasi footing, termasuk pile cap yang diberikan dalam chapter 15 ACI 318-83. Prosedur ini dibagi menjadi dua bagian terpi-

sah yaitu disain untuk lentur dan disain untuk geser.

ACI Building Code membuat spesifikasi tentang lokasi

penampang kritis untuk lentur pada footing. Jumlah dari

tulangan memanjang yang dibutuhkan pada penampang ini

ditentukan oleh prosedur umum untuk beton bertulang pada

chapter 10 ACI 318-83, untuk beban lentur dan beban

aksial. Disini ditunjukkan bahwa tulangan memanjang

didistribusikan memotong penampang (kecuali jika tulangan

arah memendek harus dipasang lebih dekat dengan pusat

f ooting).

t — 1 — I — I — I .i«*

•1 .10-*

Basbar 5.14 Rsgangsn arah sssanjang pada psraikaan atas pils cap A pada bsban kaloa 1706f:N {334 kip5i

f ' J i

f

(b) Compresslv* Stnin Conloun in Pll« Cap A it Failure Numbers ahown ar* microitrain, ie. * lO"*

I 3

l

(•)

Location ol Emb«dmem Strain 6 »u s«a

-1 00-

(e) ComprM»W« Strain Contour* In PIU Cap B «i Falluro Numbors thown «r« mierostrcin, (•. x 10*^

SoiHbar 5tl5 SJoritur rsgeJiQan tekan pads dserah beton yang aenahan bsban (2).

Kekuatan geser dari footing yang diperlukan sesuai dengan section 10, Special Provision for Slab and Foot­

ing. Kekuatan geser dari pelat dan footing ditentukan oleh dua kondisi, yaitu aksi balok, dimana footing diang- gap beraksi sebagai balok yang lebar dan aksi dua arah, dimana keruntuhan yang terjadi akan berbentuk kerucut terpancung. Pada kasus yang pertama penampang kritis bidang datar terletak pada jarak d dari permukaan kolom dan untuk kasus yang kedua terletak pada jarak d/2 dari tepi kolom. Dalam menghitung geser pada footing, beberapa tiang yang diletakkan dalam penampang kritisnya dianggap tidak mengurangi gesernya sesuai dengan paragraf 15.5.3 dari ACI Building Code.

Prosedur dari ACI 318-83 digunakan untuk memprediksi beban runtuh dari benda uji (tabel 5.7). Pile cap A diprediksi akan mengalami keruntuhan lentur, sementara benda uji yang lainnya diprediksi untuk mengalami kerun­

tuhan akibat geser. Dari hasil pengujian ternyata seluruh pile cap, termasuk pile cap A mengalami keruntuhan akibat geser.

Pile cap A yang didisain menurut ACI 318-83 mengala­

mi keruntuhan geser dua arah pada saat beban mencapai 83%

dari beban prediksi. Kekuatan yang menurun ini disebabkan oleh lelehnya tulangan memanjang pada arah yang pendek yaitu keruntuhan geser yang berbentuk kerucut terpancung.

Prediksi kekuatan geser dua arah pada pile cap A

sebesar 2366 kN (528 kips), 29% lebih besar dari kekuatan

geser dua arah dari pile cap B. Perbedaan yang besar ini disebabkan anggapan bahwa tinggi efektif d mempunyai pengaruh yang cukup besar. Pile cap A mempunyai satu lapis tulangan atau tulangan tunggal, sementara pile cap B mempunyai t i g a .lapis tulangan sehingga tinggi efektif pile cap B lebih kecil dari pada pile cap A. Secara nyata hasil dari pengujian berbeda dengan apa yang diprediksi.

Pile cap B kenyataannya 23% lebih kuat dari pile cap A.

Ini dipengaruhi oleh jumlah tulangan yang ada. Lebih jelas lagi tentang pengaruh kekuatan akibat jumlah tulan­

gan, pile cap B dibandingkan dengan pile cap D. ACI 318- 83 memprediksi bahwa pile cap D akan lebih kuat 7% dari pada pile cap B yang dipengaruhi oleh kekuatan beton yang tinggi. Pile cap D yang mempunyai tulangan memanjang dua kali lipat dari pada pile cap B ternyata lebih kuat 47%.

Hal ini dapat terjadi karena ACI 318-83 menganggap bahwa kekuatan geser dua arah tidak berhubungan dengan jumlah tulangan memanjang.

Pile Cap

Concrete strength /r .M P a

ACI prediaed failure loads,

kN Experimental

load, kN

Exp,

Flexure Shear Pred.

A 24.g 2138 2366 1781 0.83

B 24.8 2778 1833 2189 1.19

C 27.1 4086 1898 2892 1.52

D 30.3 5645 1966 3222 1.64

E 41.1 7404 2451 4709 1.92

F 30.3 5187 1204 3026 2.51

Mean 1.60 Coefficient o f variation = 36.47o

I M P » - 145 psi; 1 k N - 0 .2 2 J kip.

Tsbsi 5.7

Perbandinqan ftCI3i8-S3 dengan b-eban hancur yang terjadi (2).

bash^r ?*16

Bagian Kritis ACI Building Cocis untuk kapasitas gsssr pile cap D dan F (2).

Pile cap D dan F identik tetapi keempat ujung pile

cap F dihilangkan. Karena adanya bagian beton yang dihi-

langkan ACI 318-83 memprediksi bahwa pile cap D akan

lebih kuat 63% dari pada pile cap F. Hal ini disebabkan

karena dianggap bahwa pile cap D akan runtuh dalam geser

dua arah sedangkan pile cap F hanya pada geser satu arah

(gambar 5.16). Sedangkan strut and tie models raenegaskan

bahwa daerah tekan beton (compression strut) yang memikul beban dan kehancuran terjadi jika daerah tekan beton ini raencapai nilai kritis. Menurut strut and tie models hanya akan ada perbedaan yang kecil antara kekuatan pile cap D dan pile cap F. Kenyataannya kekuatan dari kedua benda uji ini hanya berbeda kurang dari 7%.

5.3.3.3 Keruntuhan Strut Tekan

Jika tie tarik memotong strut tekan, regangan tarik tulangan dapat mengurangi kekuatan tekan beton. Pada kasus pile cap tulangan tarik memotong strut tekan beton pada daerah nodal yang hanya terjadi diatas tiang-tiang yang ada. Untuk keempat pile cap yang diuji, regangan biaksial

r a t a - r a t a

dari daerah

k r i t i s

diukur dengan menggunakan dua embedment strain gages pada betonnya dan sebuah strain gage pada tulangannya pada tempat yangtelah ditentukan (gambar 5.17). Regangan biaksial yang telah

Embedment

Sadsfcar 5.17 Alat ukur reqangan dalaa biaksial (2).

diukur diperlihatkan dalam tabel 5.8 dalam bentuk regan- gan-regangan utama. Untuk pile cap C, regangan-regangan yang ditunjukkan untuk kondisi dari sebelum retak sampai setelah mengalami keretakan. Demikian juga untuk benda uji yang lainnya dimana tidak ditemukan adanya regangan tekan yang mencapai nilai yang sangat tinggi. Sejauh regangan tarik utama tetap relatif kecil, menunjukkan bahwa strut tekan tidak akan runtuh akibat kehancuran beton.

Pile Load. e. 9,.

Cap . kN X 10 > X 10 ' deg*

C 1007 0.07 -0 .0 5 57.5

1513 0.11 -0 .0 8 58.0

2006 0.16 - O . l l 58.8

2312 • 0.21 - 0 .1 4 59.8

2591 0.66 - 0 .3 0 60.9

2607 1.20 - 0 .4 0 62.9

2752 1.78 - 0 .5 2 63.8

2891 2.66 - 0 .6 9 64.6

D 3222 2.33 - 1 .2 0 57.3

E 4709 0.66 - 0 .2 8 64.7

F

■ A —__ ^{3026 1.97 -0 .8 9 57.6}

I kN - 0 .2 2 i kip.

Tabsi 5.S Regangan biaksial rata-rata pada psrtssuan strut dan tie (2).

Sa^bsr 5.18b

Perbaikan aodel rangka yang iseliputi tie tarik bston untuk ssnaban tarik sslintang (2).

Gaitibar 5.13a Trayektori ; tegangan linear elastis

senunjukkan tarikan salintang akibat tekan yang ssnyebar pada pile cap F (2).

Strut and tie models yang ditunjukkan dalam gambar 5.4 adalah idealisasi arus gaya yang sangat sederhana.

Dengan lebih banyak pembenahan terhadap strut and tie models yang dikembangkan dengan anggapan arus-arus gaya dalam keadaan elastis. Karena pile cap tidak retak sampai mengalami keruntuhan, khusus untuk kasus ini distribusi tegangan linear dalam keadaan elastis dapat digunakan.

Gambar 5.18a memperlihatkan bahwa trayektori tegangan didapat dengan analisa linear finite element dalam kea­

daan elastis. Perlu diketahui bahwa diantara beban-beban terpusat yang bekerja, tegangan tekan menyebar menyebab- kan tegangan tarik arah melintang (gambar 5.18b). Ini menunjukkan secara jelas bahwa keruntuhan dari tulangan tarik beton merupakan mekanisme kritis yang termasuk didalamnya keruntuhan geser dari benda yang diuji.

Untuk membenahi strut and tie models, truss model yang sederhana yang dikombinasikan dengan kriteria kerun­

tuhan strut tekan pada saat pengujian dapat digunakan.

Gambar 5.19 menunjukkan pengaruh tarikan arah melintang

pada saat kerunttihan strut tekan. Tujuh buah benda uji

yang mempunyai ketinggian dan ketebalan yang sama tetapi

dengan lebar yang bervariasi, dibebani dengan gaya tekan

uniaksial dengan menggunakan pelat beban yang mempunyai

ukuran yang sama. Untuk keseluruhan benda uji, khususnya

yang dangkal, tegangan tekan menyebar menyebabkan tarikan

arah melintang sehingga terjadi retak. Beban retak yang

diukur dibandingkan dengan nilai prediksi menurut analisa

finite element dalam keadaan elastis. Untuk menentukan nilai prediksi, diasumsikan akan terjadi retak pada tegangan tekan maksimum sebesar 3.3 MPa (1579 psi).

RATIO OF SPEC IM EN WIDTH TO LOADED WIDTH B/b

Siibir 5.19 Panguji£n untuk ssiunjukkan psngaruh tarik selintsng (2).

Untuk tegangan merata pada benda uji, tegangan tumpu minimum pada saat runtuh mendekati 0.5 f ’c, tetapi untuk pile cap tegangan tekan menyebar dua arah sehingga mengurangi tarikan melintang dalam masing-masing arah.

Chen mengadakan beberapa pengujian terhadap silinder

beton yang bervariasi ukurannya yang dibebani tekan dan

hasilnya tegangan tumpu minimum yang menyebabkan retak

sebesar 1.55 f ’c.