2.1. Perumusan Daya Dukung Ultimate Pondasi Tiang Dengan Menggunakan Data Sondir
Daya dukung ultimate pondasi tiang akibat beban vertikal dapat dibagi atas 2 bagian, yaitu:
- daya dukung ujung tiang {end bearing I point bearing capacity) - daya dukung akibat gesekan antara tiang dengan tanah disepanjang tiang Berikut ini akan diuraikan cara perhitungan daya dukung ultimate pondasi tiang menurut beberapa perumusan:
2.1.1. Perumusan Umum
Q ultimate = (qc x Ap) + (J.H.P. x O), dimana : (2.1.) qc : tekanan konus rata-rata antara 3D diatas dan ID dibawah ujung tiang
(kg/cm2)
Ap : luas ujung tiang (cm2)
JHP : jumlah hambatan perekat (kg/cm) O : keliling tiang (cm)
Safety factor = 3 dan 5
Jadi, Q all = {(qc x Ap)/3} + {(J.H.P. x 0)/5}
2.1.2. Perumusan Meyerhoff (1956)
Q ultimate = (qp x Ap) + (fs' x As), dimana: (2.2.) qp : pile end bearing (kg/cm2)
menurut hasil studi Meyerhoff, qp selalu berada diantara nilai batas antara 2/3 qc dan 3/2 qc.
Dalam hal ini asumsi yang digunakan untuk harga qp adalah = qc Ap : luas tiang pancang (cm2)
fs' : skin friction tiang (kg/cm2)
Pada perumusan ini nilai fs' = 2 fs, dimana fs adalah skin friction sondir As : luas selimut tiang (cm2)
2 . 1 3 . Perumusan Schmertmann (1977)
Qultimate = Qp + QT , dimana:
Q P : daya dukung ujung tiang (kg)
Q r : daya dukung gesekan antara tiang dengan tanah (kg) Menenfukan tekanan konus (qc):
(2.3.) • Qc
I
| ^ % . [5q V L i /h
io/d To 3~lndi
Gambar 2.1.3.1.: Menentukan Tekanan Konus (qc)
Daya dukung tiang akibat tekanan konus :
qc= '/2(qcl + qc2) (2.4.)
qcl : tekanan konus rata-rata (qc) X.B dibawah ujung tiang (path a-b-c), unnik X antara 0.7B - 3.75B, dan diambil yang minimum (kg/cm2)
qc2 : tekanan konus rata-rata pada titik-titik 8B diatas ujung tiang (path c-d) (kg/cm2)
Qp=qcxAp (2.5.) Ap : luas ujung tiang (cm2)
Daya dukung tiang akibat gesekan sepanjang tiang : a. Untuk tanah berbutir halus (cohesive-soil):
a ' : faktor perbandingan antara pile friction dengan penetrometer sleeve friction (Gambar 2.1.3.2.)
Is : average unit sleeve friction pada interval kedalaman yang ditunjuk oleh subscript (kg/cm2)
As : luas bidang sisi tiang yang berhubungan dengan tanah yang bersangkutan (cm2)
b. Untuk tanah berbutir kasar (cohesionless soil)
Qr = k [1/2 (fs x As")o-8B + (fs x As")gB-L ] , dimana: (2.7.) k : faktor perbandingan antara unit pile friction dengan unit sleeve friction
(Gambar 2.1.3.3.)
fs : average unit sleeve friction pada yang ditunjukkan oleh subscript (kg/cm2)
As": luas bidang sisi tiang yang berhubungan dengan tanah pada interval kedalaman yang ditunjukkan oleh subscript (cm2)
10 3 3 4 0 § / ^ 4 t 'S !
| ]
U-i
i i — / I 1 i 1 — / / /1
c o v./ 1^ J ~
/ K for S u e l P i p e f i l e s 1 . 0 2 . 0 1 0 20 30 40 — —-? - j - ' • /• ! " / j . 1 " /"/ j
/ ! — — h ~ " C l c c — f e •-. 12 c ' h 2 C h 3 .:- j . " L- : • V c a i 'owe tci r cwi; i c i 3 . 0 1Gambar 2.1.3.3. Penetrometer Design Curves for Pile Side Friction in Sand
2.1.4. Perumusan M. Bustamante dan L. Gianeselli (1982) QL = QLP + QLF
QLP : daya dukung akibat tekanan konus (kN)
QLF : daya dukung gesekan sepanjang tiang (kN),
untuk jelasnya lihat Gambar 2.1.4.1.
(2.8.)
h
i
Q
L
Gambar 2.1.4.1. Menentukan Tekanan Konus
Qip = qca x kc x Ap (kN) (2.9.)
QiF = Zqsix O xli (kN), dimana : (2.10.)
qca : tekanan konus ekivalen (1.5D diatas ujung tiang dan 1.5D dibawah ujung tiang) (kg/cm2)
kc : penetrometer bearing capacity factor, Tabel 2.1.4.1. O : keliling pondasi tiang (cm)
Ap : luas tiang pancang (cm2)
qsi : limit unit skinjriction pada lapisan tanah yang bersangkutan li : tebal lapisan tanah yang bersangkutan (kg/cm2)
Menentukan qsi:
a : koefisien (lihat Tabel 2.1.4.2.), yang tergantung dari tipe tiang Safety factor = 3 dan 2
Jadi: Qall = (QLP/ 3) + (QLF/ 2) (2.12.)
Tabel 2.1.4.1 .Values of Bearing Capacity Factors (kc) for The Calculation of The Limit Point Resistance (QL )
Nature of soil Soft clay and mud Moderately compact clay Silt and loose sand Compact to stiff clay and compact silt
Soft chalk
Moderately compact sand and gravel
Weathered to fragmented chalk
Compact to very compact sand and gravel
105(Pa) < 10 10 to 50 <50 >50 <50 50 to 120 >50 > 120 Factors kc I 0.4 0.35 0.40 0.45 0.20 0.4 0.2 0.3 11 0.5 0.45 0.50 0.55 0.3 0.5 0.4 0.4 I :
- Plain bored piles - Cased bored piles - Mud bored piles - Hollow auger bored piles - Type I micropiles - Piers
(ground under low pressure) - Barrettes U:
- Cast screwed piles - Driven grouted piles - Driven precast piles (low pressure grouting)
Prestressed tubular piles - Driven metal piles - Driven cast piles - Driven rammed piles - Jacked metal piles - Jacked concrete piles - Type U. micropiles - High pressure grouted (or small diamter piles piles of large diameter grouted under high pressure with diamter < 250mm)
Tabel 2.1.4.2. Values of Coefficients a for Calculating The Limit Skin Friction QLP
Nature of soil Soft clay and mud Moderately compact clay Silt and loose sand Compact to stiff clay and compact silt
Soft chalk
Moderately compact sand and gravel
Weathered to fragmented chalk
Compact to very compact sand and gravel IA:
- Plain bored piles - Hollow auger bored piles - Type I micropiles - Barrettes IB:
- Cased bored piles (concrete or metal shaft)
GC 105(Pa) < 10 10 to 50 <50 >50 <50 50 to 120 >50 > 120 Coefficient a I A 30 40 60 60 100 100 60 150 B 30 80 150 120 120 200 80 300 - Mud bored piles - Cast acrewed piles - Piers
- Driven cast piles
Maximum values Category a A SO 40 60 60 100 100 60 150 B 30 80 120 120 120 200 80 200 I A 0.15 (0.8) 0.35 0.35 (0.8) 0.35 0.35 (1.2) 0.8 (1.5) 1.2 (15) 1.2 B 0.15 (0.8) 0.35 0.35 (0.8) 0.35 0.35 (0.8) 0.35 (1.2) 0.8 (1.2) 0.8 DA:
- Driven precast piles - Jacked concrete piles - Prestressed tubular pile OB:
- Driven metal piles - Jacked metal piles
ofqs 10'(Pa) • A 0.15 (0.8) 0.35 0.35 (0.8) 0.35 0.35 (1.2) 0.8 (1.5) 1.2 (1.5) 1.2 s B 0.15 0.35 0.35 0.35 0.35 0.8 1.2 12 in A 0.35 0.8 0.8 0.8 0.8 1.2 1.5 1.5 B ->1.2 ->2 ->2 >2 >2 OTA:
- Driven grouted piles - Driven remmed piles MB:
- High pressure grouted piles with diameter greater than 250mm
2.1.5. Perumusan menurut metode conventional
Qultimate = Qp +Qs (2.13.) Qp =(X x qc x Ab) - Pw (2.14.)
Qs = Sa + (qtf x Ps) (2.15.) Qu : daya dukung ultimate (kg)
a : adhesi factor (lihat Tabel 2.1.5.1.) A. : bearing factor (lihat Tabel 2.1.5.1.)
Ab : luas tiang (cm2)
Pw : berat sendiri tiang (kg)
qtf : kumulatif sleeve friction (kg/cm) Ps : keliling tiang (cm)
Tabel 2.1.5.1. Adhesion and Bearing Factor Proposed for Pile in Bangkok Area
Pile type BP DP(s) DP(c) Ac Soft clay 1.0 1.0 1.0 hesion factor a Stiff clay 0.45 0.50 0.40 Sand 0.45 0.50 -Bearing factor X Stiff clay 0.50 -0.45 Sand 0.65 0.65 -Keterangan :
BP = bored pile; DP (s) = driven pile; tip in sand DP (c) = driven pile, tip in clay
(R.Peter Brenner & Somnuck Panichpatananon)
2.2. Perumusan Daya Dukung Ultimate Pondasi Tiang Dengan Berdasarkan Nilai SPT
Beberapa perumusan yang dapat dipergunakan untuk menghitung daya dukung ultimate pondasi tiang antara lain dirumuskan oleh :
2.2.1. Luciano Decourt (1978)
Qultimate = Qs + Qp (2.16.) Qu : ultimate bearing capacity (ton)
Qs : ultimate load capacity resulting from skin friction (ton) Qp : maximum point resistance (ton)
a. Menentukan besarnya Qs :
Qs = P x L x q s (2.17.)
P : keliling tiang (m) L: panjang tiang (m)
qs : adhesi sepanjang tiang (ton/m2)
N : nilai SPT rata-rata sepanjang tiang, dengan syarat: 3 < N < 15
Luciano Decourt memberikan batasan harga SPT tersebut berdasarkan bahwa tanah jenis:
- very soft soils (N = 0), dengan nilai adhesi lebih kecil dari 2 ton/m2
- medium dense atau stiff soils, dengan nilai adhesi lebih besar dari 6 ton/m2
(58.84 Pa) sangat jarang terjadi.
b. Menentukan maximum point load(Qp):
Qp = Apx Nx K ,dimana: (2.19.) Ap : luas penampang tiang (m2)
K : koefisien yang tergantung dari macam tanah (harga K dapat dilihat pada Tabel 2.2.1.1.) N : nilai SPT pada ujung tiang
Tabel 2.2.1.1. Nilai K Soil type Clays Clayey silts * Sandy silts * Sands K (t/m2) 12 20 25 40 * residual soil
c. Daya dukung yang diijinkan (Qall)
Luciano Decourt memberikan perumusan untuk menentukan besarnya faktor keamanan sbb:
F = Fp x Ef x Fd x Fw , dimana : (2.20.) Fp : faktor keamanan yang berhubungan dengan jenis tanah
Fp =1.1 untuk skin friction dan 1.35 untuk point bearing capacity Ef : faktor keamanan yang berhubungan dengan pemakaian
Ef =1.0
if I oT zoo l O O / / / / / / / / / / /> IZ-/ T5o ^ 5 5 ~ ^ ( l o u d t e s t )
Gambar 2.2.1.1. Perbandingan Nilai Ultimate Bearing Capacity Tiang Antara Hasil Load Dengan Yang Diperkirakan
d. Fd : koefisien keamanan yang berhubungan dengan deformasi yang berlebihan
Fd = 1, untuk skin friction
Fd = 2 atau 3 (terganrung diameter tiang), secara urnum Fd = 2.5
e. Fw : koefisien keamanan yang berhubungan dengan beban kerja, Luciano Decourt menyarankan 1.2 , asalkan sebagian angka keamanan yang lain dipergunakan
Dengan demikian disimpulkan sebagai berikut:
- untuk skin friction : Fs = 1.1 x 1.0 x 1.0 x 1.2 = 1.32
= 1.3
untuk point bearing capacity : Fp= 1.35 x 1.0 x 2.5 x 1.2 = 4.05
= 4
2.2.2. Al Alusi H.R. etal (1977)
Qultimate = qultxAb (2.22.)
qultimate =2 + 2.65 N (kg/cm2) (2.23.)
Nilai N disini didapat dari nilai N' setelah diadakan koreksi. Ada 2 macam koreksi:
- koreksi menurut CP 2004 :
bilaN'<15,makaN = N' (2.24.) bila N' > 15, maka N = 15 + V2 (N' -15), dimana : (2.25.)
N : hasil SPT setelah koreksi N ' : hasil SPT di lapangan - koreksi menurut Y. Shioi etal:
N = N', untuk L < 20 m N = (1.06 - 0.003 L) x N', untuk L > 20m (2.26.) L = panjang rod (m) 2.2.3. Meyerhoff Qultimate = (qp x A) + (fs x As) qp = (0,4 x N x Db) /B <= 4N (TSF) fs =N/50 (TSF) qp : point resistance (TSF) fs : skin friction
N : harga SPT rata-rata pada ujung tiang N : harga SPT rata-rata sepanjang tiang Db : kedalaman lapisan granular (ft) B : lebar atau diameter ujung tiang (ft)
2.2.4. Meyerhoff (1953)
Meyerhoff menemukan perumusan daya dukung ultimate tiang berdasarkan Standard Penetration Test. Metode ini lebih sesuai untuk tanah yang non-kohesif (pasir), dimana pada tanah non-kohesif penggunaan tiang pancang baja lebih menguntungkan, karena mempunyai daya penetrasi yang besar bila dibandingkan dengan tiang pancang lain.
(2.27.) (2.28.) (2.29.)
Ada 2 perumusan empiris yang ditemukan, antara lain: a. Untuk tanah non-kohesif, seperti pasir, pasir kelanauan:
Qultimate = (40 xNxAb) + {(N xAs)/5} (ton) (2.30.) Qu : daya dukung ultimate tiang (ton)
Ab : luas penampang ujung tiang (m2)
As : luas selimut tiang (m2)
N : nilai SPT dari tanah pada ujung tiang N : nilai rata-rata SPT sepanjang tiang
b. Untuk tanah kohesif
Apabila pada kedalaman tertentu terdapat tanah kohesif (clay):
Qultimate = (40 x N x Ab) + {(NsxAs)/5}+ {(NcxAc)/2} (2.31.) Nc : nilai rata-rata SPT dari lapisan tanah kohesif
Ac : luas selimut tiang sepanjang lapisan tanah kohesif "Ns : nilai rata-rata SPT dari lapisan tanah pasir
As : luas selimut tiang sepanjang lapisan tanah pasir
Untuk pasir yang jenuh air dan mengandung lanau, Terzaghi & Peck mengusulkan koreksi nilai N sbb:
untukN<15,makaN' = N (2.32.) untukN>15,makaN' = 15 + '/2(N- 15), dimana : (2.33.)
N : nilai SPT mula-mula N' : nilai N setelah dikoreksi
Koreksi ini dilakukan berdasarkan kenyataan bahwa end bearing capacity (Qu) tidak bertambah secara linier terhadap pertambahan nilai N, tetapi cenderung menurun secara concave seperti yang diperlihatkan pada Gambar 2.2.4.1.
Dalam perumusan diatas harga N didapat dari:
N = (N1+N2)/2, dimana: (2.34.) Nl : nilai SPT pada ujung tiang, atau nilai rata-rata SPT dari lapisan tanah diukur
dari ujung tiang sampai kedalaman 2B dibawahnya
N2 : nilai rata-rata SPT dari lapisan tanah diukur dari ujung tiang sampai 10B diatasnya
300
u
M
200
100
o Fine to medium sand • Silty sand
--Calculated curve
0 50 100 N - v a l u e p v e r s u s N - v a l u e r e l a t i o n
Gambar 2.2.4.1. Hubungan Antara pu-SPT (Komatsuda, 1974)
2.2.5. Meyerhoff (1976)
Qultimate = (quit x Ab) + (ft x As) q«///ma/e = ( 0 , 4 x N ' x D ) / B <=ql (TSF) N' = C N x N
N' : standard penetration resistance pada ujung tiang (blows/foot) CN : 0.77 log (20 / p), untuk p>=0.25 (TSF)
p : effective overburden stress pada ujung tiang (TSF) quit: ultimate point resistance dari driven pile (TSF)
N : rata-rata koreksi nilai SPT dekat ujung tiang (blows/foot) D : kedalaman tiang yang masuk ke lapisan granular (ft) B : lebar atau diameter ujung tiang (ft)
q 1 : batas nilai point resistance yang diijinkan , dimana : ql = 4N, untuk pasir
q 1 = 3 N, untuk non-plastic silt
(2.35.) (2.36.) (2.37.)
a skin friction dari tiang:
fs = N / 5 0 <=fl (2.39.) N : rata-rata SPT sepanjang tiang
fs : ultimate skin friction untuk tiang (TSF)
fl : batas nilai skin friction, untuk driven pile fl diambil = 1 TSF
b. Faktor keamanan:
- untuk menghitung tip resistance yang diijinkan, faktor keamanan = 3 - untuk menghitung skin friction yang diijinkan, faktor keamanan = 3
Qall = {(quit x Ab) / 3} + {(fs x As) / 3} (2.40.) Penggunaan SPT untuk memperkirakan daya dukung pondasi dalam harus
dibatasi untuk granular soil dan dianggap sebagai perkiraan saja.
23. Kriteria Menentukan Beban Ultimate Pondasi Tiang Berdasarkan Hasil
Test Pern bebanan
Dalam bab ini dibahas bermacam-macam kriteria yang digunakan untuk menentukan besarnya beban ultimate dari tiang, berdasarkan data-data tiang percobaan yang dibebani tidak sampai hancur.
Ada beberapa kriteria yang digunakan untuk menentukan besarnya beban ultimate tiang, antara lain :
2.3.1. Skempton & Karafiath
Percobaan pembebanan biasanya belum mencapai keadaan dimana terjadi pemiranan yang besar, karena untuk melakukan percobaan tersebut sampai terjadi keruntuhan, perlu pertimbangan-pertimbangan :
- kapasitas alat-alat test pembebanan
- memerlukan banyak beban-beban percobaan - tiang pancang masih dipakai (Contract pile)
Pada kasus semacam ini, beban ultimate dapat ditaksir dengan menggunakan: (Gambar 2.3.1.1.)
a. diagram Skempton, untuk tiang jenis driven pile in sand (Gambar a) b. diagram Karafiath, untuk tiang jenis :
Applied load / ultimate load
Gambar 2.3.1.1. Diagram Skempton (a) & Karafiath (b&c),
Penentuan Beban Ultimate Bila Keadaan Failure Masih Belum Tercapai Selama Tes
- driven pile in sandy gravel (Gambar b) - cast in place pile, in sandy gravel (Gambar c)
Pada tiap diagram terdapat 2 kurva, yaitu: - average zone
- scatter zone
2.3.2. Chin Fung Kee (1970)
Metode Chin mengasumsikan bahwa kurva hubungan beban-penurunan tiang mendekati bentuk hiperbola, pada saat mencapai beban ultimate.
Metode yang digunakan adalah membagi setiap nilai beban (P) dengan penurunan yang terjadi (A), dan nilai yang dihasilkan (A/P) di plot dengan penurunan (A), sehingga didapat kurva hubungan A/P-A, seperti pada Gambar 2.3.2.1.
Hubungan antara A/P (penurunan /beban yang bersangkutan) dan A (penurunan) dianggap linier, sehingga dapat dinyatakan sebagai persamaan garis :
A/P = (Clx A) + C2 (2.41.) ma/ton) P u l t P „ i * = - l / C l P = ( P u l t * A ) / ( A + P u l t * C 2 ) 2 " 3 5 5 ' ( p e n u r u n a n , mm )
Gambar 2.3.2.1. Beban Ultimate menurut Chin Fung Kee
Inverse slope dari persamaan garis ini (1 / CI) dinyatakan sebagai beban ultimatenya.
Untuk menentukan garis yang paling sesuai dari sekumpulan titik (garis regresi), dapat digunakan metode kuadrat terkecil {least square method). Dengan metode tersebut konstanta CI dan C2 dalam persamaan :
A/P = ( C l x A) + C2, (2.42.) dapat dicari dengan rumus sbb:
C l = ( E x y - n ^ ) / ( I x2- n " j ? ] (2.43.)
C2 = (y~- CI 7 ) , dimana : (2.44.) dimana:
x : penurunan (A)
y : penurunan / waktu (A/P) n : jumlah data
Namun demikian metode Chin mudah mencapai nilai beban yang salah (over-estimated), bila data-data awal loading disertakan dalam mencari persamaan garis lurus.
Fellenius menyatakan bahwa, secara normal, persamaan garis lurus yang tepat akan didapatkan setelah melewati "Davisson's limit". Akibatnya beban ultimate menurut Chin 20% - 40% lebih besar daripada beban ultimate menurut Davisson. Metode Chin dapat digunakan pada Quick & Slow Test, dengan penambahan waktu yang konstan.
Beban runtuh yang diusulkan oleh Chin dapat dinyatakan secara matematis, yaitu bila nilai (A/P) mendekati tak terhingga, sehingga tangent dari kurva load-settlement mendekati horizontal, dengan settlement sebagai sumbu absis dan load sebagai sumbu ordinat.
Ekstrapolasi (perpanjangan grafik) dengan cara Chin:
- Percobaan pembebanan biasanya tidak dilakukan sampai hancur {failure). Umumnya test load hanya dilakukan 200% - 250% beban kerja (working load). Untuk memperpanjang grafik load - settlement setelah test load, digunakan ekstrapolasi dengan cara Chin.
- Cara ekstrapolasi adalah dengan memasukkan nilai settlement kedalam persamaan garis:
sehingga didapatkan harga P yang sesuai. Dengan cara yang sama diambil nilai-nilai settlement yang lain, sehingga grafik load-settlement yang ada dapat diperpanjang (Gambar 2.3.2.2.).
Beberapa ahli yang mengusulkan beban ultimate, seperti : Mazurkiewicz, Terzhagi, Davisson, Brinch Hansen, selalu memberikan hasil beban ultimate yang lebih besar daripada beban test. Untuk mengetahui berapa beban ultimate yang diusulkan, maka cara ekstrapolasi Chin dapat digunakan untuk memperpanjang kurva (Gambar 2.3.2.3.).
r
Load.Ions
150 200
Pile: IIPi 2 X 53, M:l ASTMA.Vj Length: 132.0'. Tlpelev.r-1 :«.0
Soil Ilicv. Log djssif.
I3 Ml.
M
Driving record
•j[ test pile by a
No. 1 Vulcan hammer
--SO - 7 0 - 9 0 - 1 1 0 -1.10 T*—-y Splice location' - I M0 Wows/It 0 SO W.O BloWtl 300
Gambar 2.3.2.2. Perpanjangan Grafik P-A Dinyatakan Dengan ( ) * : beban test maksimum
3 . c u l l e r 6 Hr.y
•i Bill I t ;• i ;: y
: P r i m I: llnr. 'av s s o i
1 ' t . o t a : sftt.i
Gambar 2.3.2.3. Kriteria Hasil LooJ Tfes* Mennnit Beberapa Ahli
2.3.3. Mazurkiewicz (1972)
Metode ini didasarkan pada asumsi baliwa kurva beban - penuainan tiang pada saat hancur, merupakan suatu parabola (Gambar 2.3.3.1.)
crsovtmcn!
Pada Gambar 2.3.3.1. ditunjukkan penggunaan cara ini, dimana satu set garis-garis berjarak sama dalam arah tegak lurus sumbu penurunan memotong grafik beban-penurunan pada titik-titik yang menunjukkan beban-beban yang bersangkutan. Dari perpotongan antara garis-garis sejajar sumbu penurunan, melalui titik-titik tersebut dengan sumbu beban, garis-garis bersudut 45° dari sumbu beban digambar sehingga memotong garis beban berikutnya. Bila titik potong yang dihasilkan ini dihubungkan, maka akan membentuk sebuah garis lurus yang memotong sumbu beban pada beban ultimate yang diperkirakan. Beban kerja yang diijinkan adalah beban ultimate dibagi dengan angka keamanan = 2.
2.3.4. Terzaghi
Beban ultimate didefinisikan sebagai beban yang menimbulkan deformasi aksial (penurunan) pada tiang, sebesarlO% diameter tiang terkecil.
Batasan total settlement sebesar 10% diameter ini juga diusulkan oleh British Standard Institution CP 2004.
Beban ultimate, berdasarkan kriteria tersebut, tergantung pada besar-kecilnya diameter tiang. Makin besar diameter tiang, makin besar pula beban ultimatenya (lihat Gambar 2.3.4.1.)
7000 1500
I
a 5 looo 500 0 10 20 20 40 50 Settlemant (mm!Gambar 2.3.4.1. Beban Ultimate Pada Penumnan Sebesar 10% Diameter Tiang --—' / • / / 1 / . r !..-5t:-n3t3 load ^____ ~'-_ I0%d'
Kelemahan dari raetode ini antara lain :
- Tidak membedakan jenis tanah dibawah pondasi - Tidak mebedakan tipe tiang yang dipakai
Perubahan skala absis dan ordinat akan mempengaruhi bentuk kurva load-settlement, sehingga kondisi runtuh seperti yang diinterpretasikan oleh Terzaghi mungkin masih belum tercapai.
2.3.5. Fuller & Hoy's method (1970)
Beban runtuh {ultimate) adalah pada saat terjadi penambahan beban sebesar 0.05 inch/ton.
Untuk mendapatkan beban ultimate, dibuat garis dengan slope 0.05 inch/ton. Garis tersebut akan menyinggung kurva beban-penurunan pada beban ultimate yang diperkirakan (Gambar 2.3.5.1.)
Settlement
Pada tiang yang panjang, slope 0.05 inch/ton akan terjadi lebih awal daripada tiang pendek (karena elastic movement yang terjadi pada tiang panjang lebih besar), sehingga lebih awal mencapai beban runtuh.
Oleh karenanya, metode ini lebih cocok untuk tiang pendek.
2.4. Kriteria Menentukan Beban Ultimate Pondasi Tiang Berdasarkan Hasil Calendaring
2.4.1. Gates
Quitimate = 27 x (Eh x Erf x (1 - log S)
Eh : efisiensi hammer, dapat dilihat pada Tabel 2.4.1.1. Er : manufacturer's hammer-energy rating (kips-ft)
S : penetrasi rata-rata (inch/blow) untuk 5 hingga 10 pukulan terakhir untuk drop hammer dan 10 hingga 20 pukulan untuk hammer yang lain
Tabel 2.4.1.1. Nilai Efisiensi Hammer Hammer Type
Drop hammer released by trigger
Drop hammer actuated by rope and friction winch Mc Kieman-Terry single-acting hammers
Warrington-Vulcan single-acting hammers Differential-acting hammers
Mc Kieman-Terry, Industrial Brownhoist, National & Union double-acting hammers Diesel hammers Eh 1.00 0.75 0.85 0.75 0.75 0.85 1.00 2.4.2. Danish Quitimate = (12 x Eh x Er) x ( S + Q ) Cd =[(144xEhxErxL)/(2xAxEp)f!
Eh : efisiensi hammer, dapat dilihat pada Tabel 2.4.1.1. Ej : manufacturer's hammer-energy rating (kips-ft)
S : penetrasi rata-rata (inch/blow) untuk 5 hingga 10 pukulan terakhir untuk drop hammer dan 10 hingga 20 pukulan untuk hammer yang Iain
: modulus elastisitas tiang (ksf)
Engineering News Record
QM///mo/e = ( 1 2 x Wrx h ) / ( S + I)
: weight of striking parts of ram (kips) : berat dari jatuhnya hammer (ft)
: penetrasi rata-rata (inch/blow) untuk 5 hingga 10 pukulan terakhir untuk drop hammer dan 10 hingga 20 pukulan untuk hammer yang lain
