BAB II TINJAUAN PUSTAKA

(1)

BAB II

TINJAUAN PUSTAKA

2.1 Marine Structure

Marine structure adalah suatu bangunan yang dibangun pada jarak tertentu dari tepi laut. Marine structure merupakan suatu bangunan yang dibangun dengan pertimbangan yang sangat besar terhadap kondisi lingkungan. Kondisi lingkungan tersebut antara lain : kondisi dasar laut dan tanah, tekanan hidrostatik dan daya apung, suhu, air laut, arus, gelombang air laut, angin dan sebagainya. Salah satu jenis marine structure adalah breasting dolphin.

2.1.1 Breasting dolphin

Breasting dolphin merupakan struktur yang difungsikan sebagai penahan berthing load (beban sandar) dari ship collision (tabrakan kapal) tanker. Breathing dolphin terdiri atas beam-slab beton dan didukung oleh tiang baja yang tersusun. Breasting dolphin dilengkapi dengan fender karet pada kedua sisinya dengan rangka yang terbuka untuk menyerap energi berthingdari kapal tanker.

2.2 Soil Investigation (PenyelidikanTanah)

Dikutip dari “Advanced Foundation Engineering – Getechnical Engineering Series, V. N. S. Murthy, 2007”. Stabilitas pondasi dari gedung, jembatan, timbunan dan struktur yang lain tergantung pada karakteristik kekuatan dan kemampuan mampat dari tanah. Penyelidikan tanah dan pengujian laboratorium dibutuhkan

(2)

untuk menentukan informasi penting pada tanah yang disebut soil investigation (penyelidikan tanah). Penyelidikan tanah merupakan salah satu dari bagian penting dalam rekayasa pondasi. Keberhasilan dan kegagalan pondasi tergantung pada parameter tanah yang bervariasi yang dapat dipercaya kebenarannya yang ditentukan dari penyelidikan tanah dan pengujian laboratorium, dan digunakan sebagai masukan dalam perencanaan pondasi. Penyelidikan tanah dapat dilakukan dengan beberapa cara antara lain : test pit (menggali lubang), boring (pengeboran) dan in – situ test (uji secara langsung di lapangan).

2.2.1 Test pit

Test pit (menggali lubang) dilakukan untuk mengetahui kondisi lapisan tanah yang diteliti dengan cara mengabil undisturbed sampel (contoh tak terganggu) pada lapisan – lapisan yang dikehendaki. Contoh tanah dapat digunakan sebagai paramater untuk perencanaan pondasi melalui pengujian laboratorium.

2.2.2 Boring

Pekerjaan boring (pengeboran) bertujuan untuk memperoleh undistrubedsample (tidak terganggu) untuk mengidentifikasi kondisi lapisan tanah sampai kedalaman yang ditentukan. Pekerjaan boring dapat dilakukan dengan beberapa metode antara lain : hand auger (bor tangan), wash boring (bor cuci), dan rotary drill (bor putar).

2.2.3 In – situ test

In – situ test yang umum digunakan adalah Standard Penetration Test(uji penetrasi standar) atau yang sering disebut SPT. Uji penetrasi standar dilakukan untuk memperoleh contoh tanah tak terganggu, sifat – sifat tanah ditentukan dari

(3)

pengukuran secara langsung di lapangan yang dinyatakan dengan SPT value (N-SPT).

Koreksi untuk meninjau nilai N - SPT

Untuk mendapatkan nilai-nilai parameter tanah yang akan digunakan, maka digunakan korelasi antara nilai N-SPT dengan parameter tersebut. Sebelum nilai N-SPT diplot pada grafik korelasi, nilai N-SPT dikoreksi dengan nilai koreksi ditunjukkan pada Tabel 4. 13. Menggunakan metode Youd & Idriss (1997) seperti berikut :

N60 = NmCN CECBCRCS 2. 1

Dimana :

Nm = Nilai N-SPT lapangan mengacu data Borlog

CN = Nilai tegangan overburden

CE = Nilai koreksi energi ratio jenis hammer

CB = Nilai koreksi lubang bor

CR = Nilai koreksi panjang batang bor

CB = Nilai koreksi metode pengambilan sample 2.2.4 Penentuan paramater tanah

Untuk menganalisis suatu pondasi, maka dibutuhkan parameter – parameter tanah sebagai masukan perhitungan. Paramater tanah dapat diperoleh dengan menggunakan korelasi nilai N – SPT maupun korelasi klasifikasi tanah.

a. Undrained shear strength, su

Tanah bergutir halus dapat memperlihatkan undrained shear strength (kuat geser) dalam kondisi undrained (tak terdrainasi) dan drained

(4)

(terdrainasi). Kuat tanah drained terjadi ketika tidak ada kelebihan tekanan air pori yang dihasilkan selama pembebanan dan perubahan volume diijinkan yang disebut cohesion, c (kohesi). Kuat tanah undrained terjadi ketika terdapat kelebihan tekanan air pori selama pembebanan dan tidak mengalami perubahan volume yang disebut undrained shear strength, su.

Terzaghi dan Peck (1953) memberikan grafik korelasi untuk menentukan nilai su seperti yang ditunjukkan pada gambar 2. 1.

Gambar 2. 1 Grafik korelasi antara undrained shear strength su terhadap nialai N-SPT (Sumber : Konferensi Nasional Teksnik Sipil 7 “Korelasi nilai N-SPT dengan

parameter kuat geser tanah”, Desiana V., Pintor T.S., Sido Silalahi, 2013)

Selain itu, Kulhaway dan Maine (1990) juga memberikan korelasi untuk nilai undrained shear strength, su seperti yang ditunjukan pada tabel 2. 1.

(5)

Tabel 2. 1 Korelasi antara nilai undrained shear strength su terhadap nilai N-SPT (Sumber : Manual on Estimating Soil Properties for Foundation Design, Kulhawy. F.H., and Mayne P.W. ,1990)

b. Modulus of Elasticity, Es

Schmertmann (1970) menyatakan bahwa modulus of elasticity, Es (modulus elastisitas) dapat dieroleh dengan menggunakan korelasi nilai N – SPT dengan persamaan berikut :

Es = 250 su – 500 su 2. 2

Selain itu Meyerhorf (1956) juga menyatakan bahwa penentuan modulus elastisitas tanah dapat diperoleh dengan korelasi klasifikasi tanah seperti yang ditunjukan pada tabel

Tabel 2. 2 Parameter modulus elastisitas tanah Es (Sumber : Fundamental of Geotechnical Engineering Third Edition, Braja M. Das)

c. Saturated Density, γsat

Meyerhorf (1956) menyatakan bahwa density, γsat (berat jenis) dapat diperoleh dengan korelasi terhadap nilai N – SPT seperti yang ditunjukan pada tabel 2. 3.

(6)

Tabel 2. 3 Korelasi antara berat volume tanah γsat terhadap nilai N-SPT (Sumber : Fundamental of Geotechnical Engineering Third Edition, Braja M. Das)

d. Modulus of subgrade reaction, ks

Bowles (1988) menyatakan bahwa untuk memperoleh nilai modulus of subgrade reaction, ks(modulus reaksi tanah) dapat diperoleh dengan korelasi nilai N – SPT seperti yang ditunjukan pada tabel 2. 4.

Tabel 2. 4 Harga perkiraan Modulus of Subgrade Reaction ks (Sumber : Geotechnical Engineering – Principles and Practice of Soil Mechanics and Foundation Engineering, V. N. S. Murthy)

Selain itu Vesic (1961) juga mengajukan bahwa modulus reaksi tanah dapat diperoleh dengan menggunakan modulus elastisitas tanah dengan perhitungan sebagai berikut :

ks = Es / [D / (1 – µ2)] 2. 3

Dimana :

Es = Modulus elastisitas tanah

D = Diameter pondasi

(7)

e. Permeability

Stratifikasi tanah dengan endapan lapisan yang berbeda pada lapisan yang mana mempengaruhi perbedaan permeability character (karakteristik permeabilitas). Dengan demikian terdapat permeabilitas rata – rata masing pada arah vertikal dan horizontal. Permeabilitas rata – rata dapat dihitung jika permeabilitas masing –masing lapisan ditentukan.

Koefisien Permeabilitas arah Horizontal

Koefisien permeabilitas arah horizontal sering disebut sebagai daya konduksi hidrolik sejajar terhadap bidang tanah. Besarnya koefisien permeabilitas arah horizontal dapat diperoleh dengan perhitungan sebagai berikut :

kh = k x z 2. 4

Dimana :

k = Koefisien permeabilitas tanah m

z = Kedalaman di bawah permukaan tanah yang ditinjau

Cassagrande dan Fadum (1939) memberikan nilai koefisien permeabilitas beberapa tanah seperti pada tabel 4. 27.

(8)

Tabel 2. 5 Koefisien permeabilitas beberapa tanah (Sumber : Geotechnical Engineering

– Principles and Practice of Soil Mechanics and Foundation Engineering, V. N. S. Murthy)

Koefisien Permeabilitas arah Vertikal

Koefisien permeabilitas arah vertikal sering disebut juga sebagai daya konduksi hidrolik tegak lurus terhadap bidang tanah. Besarnya koefisien permeabilitas arah horizontal dapat diperoleh dengan perhitungan sebagai berikut :

Kv = z / k 2. 5

Dimana :

k = Koefisien permeabilitas tanah

z = Kedalaman di bawah permukaan tanah yang ditinjau

Umumnya, koefisien permeabilitas arah horizontal lebih besar dari koefisien permeabilitas arah vertikal. Tanah lempung berperan dalam karakteristik dari sistem lapisan.

(9)

f. Poisson ratio, μ

Meyerhorf (1956) menyatakan bahwa poisson ratio (nisbah poison) dapat diperoleh dengan menggunakan klasifikasi tanah seperti yang ditunjukan pada tabel

Tabel 2. 6 Parameter modulus elastisitas tanah µs (Sumber : Fundamental of

Geotechnical Engineering Third Edition, Braja M. Das)

2.3 Daya Dukung Aksial Tiang Tunggal, Qu

Daya dukung batas tiang dapat diberikan dalam sebuah rumus sederhana sebagai jumlah daya dukung titik ditambah dengan tahanan gesek total (gesekan kulit) yang diturunkan dari muka antara tanah dan tiang.

Qu = Qp + Qs 2. 6

Dimana :

Qp = Daya dukung ujung

Qs = Daya dukung kulit

2.3.1 Daya dukung ujung, Qp

a. Metode meyerhorf

Meyerhof (1976) membahas untuk tiang pada lempung jenuh (ϕ = 0) dengan kondisi taksalur yang memiliki parameter cu sebagai berikut :

(10)

Qp = N*c x su(p) x Ap 2. 7 Dimana :

N*c = Faktor daya dukung tiang

D = Diamater tiang

Ap = Luas penampang tiang (0.25 π D2)

su(p) = Kohesi tak salur tanah di bawah ujung tiang

b. Metode vesic

Vesic (1977) mengajukan sebuah metode untuk menghitung daya dukung ujung berdasarkan pada teori expansion of cavities. Dengan terlebih dahulu mencari nilai tegangan vertikal efektif :

σ`o = σo - µo 2. 8

Dimana :

σo = Tegangan total (∆h x γsat)

γsat = Berat jenis jenuh

h = Ketebalan lapisan tanah

μo = Tekanan air pori (∆h x γw)

γw = Berat jenis air laut

Sehingga daya dukung tiang sebagai berikut :

Qp = Ap x qp = Ap (su(p) x N*c + σ`o x N*σ)

(11)

N*σ = Faktor daya dukung tiang tergantung pada nilai Ir

Ir = Indeks kekakuan reduksi tanah

2.3.2 Daya dukung kulit, Qs

a. Metode λ

Metode λ yang diajukan oleh Vijayvergiya dan Focht (1972) mengajukan sebuah metode untuk memperoleh tahanan kulit dari tiang pada lempung. Sejauh ini pada tiang panjang yang digunakan untuk struktur produksi minyak lepas pantai dan ditemukan pada lokasi lempung atau di sepanjang U. S. Coastline dari the Gulf of Mexico. Metode ini juga digunakan di instalasi kelautan yang lain. Tahanan kulit satuan diperoleh dengan persamaan berikut :

fs = λ (∆ σ`o + 2 su ) 2. 9

Dimana :

λ = Koefisien kapasitas gesek

Sehingga daya dukung kulit menurut metide λ dapat dihitung dengan persamaan berikut :

Qs = p x L x fs 2. 10

Dimana :

p = Keliling penampang tiang (π D) L = Panjang tiang yang tertanam

(12)

b. Metode α

Sladen (1992) memperoleh suatu persamaan untuk menghitung secara langsung berdasarkan pada undrained shear strength su dan tegangan overburden efektif σ`o dengan persamaan berikut :

fs = α x su 2. 11

Dimana :

α = faktor adhesion empiris c. Metode β

Burland (1973) menyatakan metode β dengan asumsi mengembangkan persamaan desain sederhana untuk memperoleh tahan gesek satuan dengan persamaan sebagai berikut :

fs = β x ∆ σ`o 2. 12

Dimana :

β = Faktor adhesion empiris metode β[0.18 + (0.0065 x Dr)]

Dr = Kerapatan relatif tanah

Sehingga daya dukung kulit menurut metode βdapat dihitung dengan persamaan berikut :

Qs = p x L x fs

2.3.3 Daya dukung ijin, Qall

Daya dukung batas tiang dapat dihitung sebagai jumlah dari daya dukung ujung dan daya dukung tahanan kulit sebagai berikut :

(13)

Qall = Qu / Fs 2. 13 Dimana :

Fs = Faktor keamanan

2.3.4 Gesekan kulit negatif

Dari statigrafi tanah menunjukkan bahwa nilai N-SPT sampai kedalaman - 33.0 m dari seabed adalah nol, sehingga tiang perlu ditinjau terhadap negative skin friction (gesekan kulit negatif). Gesekan kulit negatif atau sering disingkat NSF adalah suatu downward drag force (gaya menyeret kebawah) yang diderita oleh tiang pancang.

a. Metode prakash dan sharma

Prakash dan Sharma (1990) mengusulkan besarnya gesekan kulit negatif dengan sedut geser dalam ϕ = 0 dengan perhitungan sebagai berikut :

NSF = 0.15 x ∆ σ’o 2. 14

Dimana :

∆ σ`o = Nilai rata-rata tegangan vertikal efektif sepanjang Le

Le = Tebal efektif lapisan tanah yang mengalami konsolodasi b. Undrained strength (tegangan tak salur)

Analisis undrained strength berdasarkan kondisi tegangan tak salur untuk kondisi short term yang berkenaan dengan besarnya gaya yang akan dipikul oleh tiang pada saat proses pemancangan selesai. Besarnya gesekan kulit negatif pada kondisi tak salur dapat dihitungn dengan rumus sebagai berikut :

(14)

NSF = (π x p) x [ Σ (α x su) + Σ (0.5 x Ks x po x tan δ x ∆z) 2. 15 Dimana :

Ks = Koefisien tekanan tanah lateral = 1 – sin ϕ = 1 – 0 = 1

po = Tegangan overburden efektif rata – rata sepanjang tiang

∆z = Kedalaman tiang

δ = Sudut geser dalam antara tanah dan tiang

= 0.5 x tan ϕ = 0

c. Kapasitas ijin pada tiang dengan gesekan kulit negatif

Khusus untuk tiang pancang dimana diprediksi akan mengalami gesekan kulit negatif, perhitungan allowable bearing capacity (daya dukung ijin) adalah sebagai berikut :

σ ijin = (σall - NSF) / 3 2. 16

atau

σ ijin = (σall / 2.5) – NSF 2. 17 2.3.5 Tahanan tarik tiang

Tiang kemungkinan terjadi kondisi konstruksi dimana tiang mengalami uplift forces (gaya angkat). Tahanan batas kotor tiang yang mengalami gaya angkat dapat dinyatakan sebagai berikut :

Tug = Tun + We 2. 18

Dimana :

(15)

Tun = Kapasitas angkat bersih

We = Berat efektif tiang

Das dan Seeley (1982) menyatakan bahwa besarnya kapasitas angkat batas bersih tiang yang tertanam pada lempung jenuh sebagai berikut :

Tun = L x p x α’ x su 2. 19

Dimana :

α’ = Koefisien adhesi muka – antara tanah – tiang

Untuk menghitung kapasitas angkat ijin bersih, maka digunakan faktor keamanan sebagai berikut :

Tu(all) = Tug / Fs 2. 20

2.4 Daya Dukung Lateral Tiang Tunggal

2.4.1 Tiang vertikal

Brom (1964a) memberikan metode untuk menghitung defleksi dari tiang yang dibebani lateral di dalam tanah kohesif. Dengan pertimbangan tiang panjang dan pendek serta kepala terjepit dan kepala bebas. Defleksi lateral pada beban kerja dihitung dengan menggunakan konsep reaksi tanah. Ini diasumsikan bahwa defleksi meningkat kira- kira linier dengan beban yang bekerja dimana beban yang bekerja kurang dari satu per empat sampai satu per tiga dari tahanan lateral batas pada tiang.

Defleksi, momen tekuk dan reaksi tanah pada pokoknya tergantung pada nilai R yang dihitung dengan persamaan sebagai berikut :

(16)

Tiang diertimbang sebagai tiang panjang atau tiang pendek dengan mengikuti kondisi sebagai berikut :

Untuk tiang panjang, R L > 2.5

Untuk tiang pendek, R L < 1.5

a. Defleksiterhadap beban lateral

Brom (1964a) memberikan perhitungan untuk menghitung defleksi pada tiang pendek dengan kepala terjepit dengan perhitungan sebagai berikut :

y0 = [(4 Fz) (1 + 1.5 e/ L)] / (k D L) 2. 22 Dimana :

Fz = Beban lateral yang bekerja

e = Ketinggian tiang di atas permukaan tanah

b. Tahanan batas lateral terhadap beban lateral

Tahanan batas tanah tiang pada tanah kohesif meningkat dengan kedalaman dari 2 su pada permukaan dampai 12 su pada kedalaman sekitar 3 kali diameter dibawah permukaan tanah. Brom (1964a) memberikan distribusi sederhana dari tahanan tanah seperti nol dari permukaan tanah sampai kedalaman 1.5 kali diamater dan nilai tetap 9 su dibawah kedalaman tersebut.

Distribusi reaksi tanah dan momen tekuk ditunjukkan pada gambar 2. 2. Kegagalan terletak dimana leleh tanah sepanjang panjang total tiang

(17)

dan perputaran tiang sebagai satu kesatuan dengan perhitungan sebagai berikut :

f = Pu / (9 suD) 2. 23

Mmax = Pu / (e + 1.5 D + 0.5 f) 2. 24

Mekanisme kegagalan dari tiang pendek dimana beban lateral yang bekerja Pu sama dengan tahanan lateral batas dari tanah dapat dihitung dengan persamaan berikut :

Pu = (9 suD) (L – 1.5 D) 2. 25

Gambar 2. 2 Defleksi, reaksi tanah dan momen tekuk pada tiang pendek dengan kepala bebas (Sumber : Deep foundation 2 – Behaviour of single vertical and batter piles subjected to lateral load, V. N. S. Murthy, 1964)

2.4.2 Batter pile

Batter piles (tiang miring) digunakan untuk menahan beban lateral yang besar baik statis, siklis maupun dinamis yang berasal dari beban angin, beban gelombang dan beban gempa. Batter piles sering disebut inclined piles atau raker piles adalah pondasi tiang yang memiliki kemiringan tertentu terhadap sumbu aksis normal. Jika beban lateral bekerja searah dengan kemiringan tiang maka

(18)

disebut in batter atau negative batter pile, sebaliknya jika beban lateral bekerja pada arah berlawanan dengan kemiringan tiang maka disebut out batter atau positive bater piles seperti yang ditunjukan pada gambar 2. 3.

Gambar 2. 3 Batter piles (Sumber : Deep foundation 2 – Behaviour of single vertical

and batter piles subjected to lateral load, V. N. S. Murthy, 1964)

2.4.3 Mekanisme kegagalan batter piles

Pertimbangan pertama pada batter piles terhadap beban lateral untuk tujuan analisis seperti yang ditunjukan pada gambar 2. 4 (a). Keseimbangan gaya normal terhadap permukaan tiang dihitung dengan persamaan sebagai berikut :

P1 cos β = E’1 – E”1 2. 26

E’1 = f1P1 cos β = (a1 / b1) P1 cos β

(19)

Gambar 2. 4 Analisis gaya pada batter piles(Sumber : Deep foundation 2 – Behaviour

of single vertical and batter piles subjected to lateral load, V. N. S. Murthy, 1964)

Tahanan tiang terhadap tarik aksial bergantung pada gaya gesek yang tak sebanding dengan tekanan normal pada permukaan tiang dengan persamaan sebagai berikut :

P1 cos β = F’1 – F”1

F’1 = [P1 sin β(E’1)] / (E’1 + E”1)

F”1 = [P1 sin β (1 + f1)] / (1 + 2 f1 ) 2. 28

Kedalaman dari area yang gagal disekitar tiang bergantung pada tingkat fleksibel tiang. Manfaat dari analisis perbandingan ini akan diasumsikan bahwa tiang adalah kaku sehingga kestabilan akan bergantung pada tahanan tanah di atas titik O1.

H’1 = (E’1 cos β) + (F’1 sin β)

= P1 {[cos2β (1 + f1 )] + [sin2β (1 + f1 )]/ (1 + 2 f1 )]} 2. 29

(20)

= [P1 sin 2β (f1 + f12 )] / [(1 + 2 f1 )] 2. 30

Pertimbangan yang sama untuk kasus out batter piles seperti yang ditunjukan pada gambar 2. 4 (b) dapat dihitung dengan persamaan sebagai berikut :

P2 cos β = E’2 – E”2

E’2 = f2P2 cos β = (a2 / b2) cos β

P2 sin β = F’2 + F”2 + Fp Dimana Fp adalah tahanan tiang,

F’2 = [(P2 sin β – Fp) E’2] / (E’2 + E”2)

= [(P2 sin β – Fp) (1 + f2)] / (1 + 2 f2) 2. 31

H’2 = (E’2cosβ) +(F’2sin β)

= P2{[cos2β (1 + f2 )] + [sin2β (1 + f1 )]/ (1 + 2 f2 )]} – sin β Fp [(1 + f1 ) / (1 + 2 f1 )] 2. 32

V’2 = - (E’2 sin β ) + (F’2 cos β) = {[P2sin2β (f2 + f22)] / (1 + 2 f2 )}

{cos β Fp [(1 + f2 ) / (1 + 2 f2 )} 2. 33 2.4.4 Faktor kekakuan relatif batter piles

Nilai faktor kekakuan relatif dapat ditentukan untuk tingkat beban dan tingkat kemiringan tertentu. Hubungan dapat diberikan antara nilai faktor kekakuan Tb dari batter pile dan tiang vertikal T0 dengan perhitungan sebagai berikut :

Untuk kemiringan tiang - 22.5o sampai + 45o :

Tb = T0 (1 + 7.5 x 5 x 10 -3β) 2. 34

Untuk kemiringan tiang - 22.5o sampai - 45o :

(21)

2.5 Daya Dukung Kelompok Tiang

Tiang tunggal bergantung pada dukungan dan kekakuan pada tanah sekeliling dan yang mendasari. Ketika tiang dipasang pada kelompok atau bersamaan tertutup, beberapa dari tanah mengelilingi masing-masing tiang yang akan memerikan efek dengan kehadiran dari tiang yang lain dan oleh beban, perpindahan, dan seandainya pada tiang yang lain. Konsekuensinya tiang kelompok mempunyai sifat dan perilaku yang berbeda dari jumlah atau rata-rata dari sifat dan perilaku tiang tunggal pada kelompok.

Pada umumnya tiang digunakan dalam bentuk kelompok, untuk meneruskan beban struktural ke tanah. Sebuah kepala tiang (pile cap) dibuat hingga meliputi seluruh tiang. Kepala tiang umumnya dibuat menyentuh permukaan tanah atau bisa juga terletak di atas permukaan tanah sebagaimana dalam kasus konstruksi lepas pantai.

Pengaruh kelompok dapat berlaku pada semua persoalan geoteknikal untuk tiang. Beberapa contoh pertimbangan yang diperlukan antara lain :

1. Instalasi, kendali satu tiang akan mempengaruhi tanah yang dipasang tiang berikutnya pada tiang kelompok, menjadi lebih dalam, kedua-duanya kompresi dan pembebanan siklis. (Fleming et al, 1992) menyebutkan bahwa tiang mungkin menyimpang keluar garis di bawah tanah, dan akan ditutupinya ruang tiang sempit mungkin bertabrakan. 2. Scour, gesekan sekeliling kelompok tiang dapat dibedakan pada

gesekan sekeliling tiang tunggal (Whitehouse, 1998 ; Sumer et al, 2005). Gesekan lokal pada tiang yang lain dari kelompok tiang dapat bergabung kedalam gesekan yang lebih luas yang akan mempengaruhi tegangan efektif pada tanah sampai kedalaman lebih.

(22)

3. Ultimate axial capacity,pengaruh kelompok pada kapisitas tiang adalah ditujukannya teori dengan pembandingan kapisitas tiang tunggal dibatasi dengan kapasitas kelompok tiang.

Perbedaan tiang pada kelompok mungkin didukung beban berbeda (Randolph, 2003b ; poulos, 2006). Vesic (1996) menetapkan bahwa nilai Eg untuk

tahanan tiang dari kelompok tiang pada pasir mungkin sebesar 3. Dengan perbedaan, De Mello (1969) dan O’neil (1983) melaporkan kapasitas kelompok pada lempung dengan Eg pada rentang 0.7 - 0.9 pada perbandingan spacing /

diamater dari 4. Persamaan Converse-Labarre, menyatakan dengan Moorhouse dan Sheehan (1968) sebagai berikut :

Apabila tiang ditempatkan berdekatan satu sama lainnya, tegangan yang disalurkan oleh tiang ke tanah akan tumpang tindih dan ini bisa mereduksi daya dukung tiang itu sendiri. Di dalam praktek jarak pusat tiang yang satu ke pusat tiang yang lainnya (d) harus dijaga minimum 2.5 D. Namun dalam situasi yang biasanya, jarak ini sekitar 3 - 3.5 D.

Perilaku tiang tunggal dengan kelompok tiang akan sangat berbeda apabila dikaitkan dengan penurunan. Penurunan pada kelompok tiang bisa jadi beberapa kali lebih besar dibandingkan dengan tiang tunggal dengan membawa beban yang sama. Tiang tunggal dengan hanya sedikit daerah tegangan di bawah kaki tiang yang merima tegangan vertikal. Sedangkan kelompok tiang menyebabkan daerah tegangan yang jauh lebih besar di bawah kaki tiang. Penurunan pada kelompok tiang akan menjadi lebih besar karena kompressibiltas yang lebih besar di daerah tegangan.

(23)

2.5.1 Efisiensi kelompok tiang, Eg

Moorhouse dan Sheehan (1968) megajukan persamaan Converse – Labarre yang mana pada satu kali luasnya digunakan untuk menghitung efisiensi kelompok yang jarang digunakan. AASHTO (2010) spesifikasi jembatan masih menyatakan ini sebagai saran untuk tiang gesek. Persamaan Converse – Labarre sebagai berikut :

Eg = 1 – θ x [(n – 1) m + (m – 1) n ] / (90 x m x n ) 2. 36 Dimana :

θ = tan -1 (D / s)

s = Jarak minimum tiang m = Jumlah tiang pada arah z n = Jumlah tiang pada arah x

2.5.2 Daya dukung kelompok tiang, Σ Qg(u)

Daya dukung batas kelompok tiang pada tanah lempung dapat dihitung dengan langkah – langkah sebagai berikut :

Cara 1 dengan menjumlahkan daya dukung ijin setiap tiang tunggal :

Σ Qg(u) =nx x nzx Qall 2. 37

Dimana :

nx = Jumlah tiang arah x

nz = Jumlah tiang arah z

Cara 2 mengasumsikan bahwa tiang dalam kelompok bekerja sebagai suatu blok sebagai berikut :

(24)

Σ Qu = (9 x su(p) x Ablok) + (α x su x Pblok) 2. 38 Dimana :

Lg = Panjang blok

Bg = Lebar blok

Pblok = Keliling blok [2 (Lg + Bg)]

Ablok = Luas blok (Lg x Bg)

2.5.3 Daya dukung ijin kelompok tiang, Σ Qg(all)

Daya dukung tiang ijin dapat diperoleh dengan memakai suatu faktor keamanan sehingga beban ijin total untuk masing-masing tiang dapat dihitung sebagai berikut :

Qg(all) = Qg(u) / Fs 2. 39

Dimana :

Fs = Faktor keamanan

2.6 Penurunan Tiang

Terdapat dua komponen yang harus dipertimbangkan, yaitu : penurunan elastik dan penurunan konsolidasi. Penurunan elastik mencakup sifat elastik tanah maupun tiang itu sendiri. Oleh karena itu penurunan elastik tiang kelompok tergantung pada penurunan elastik tiang tunggal. Penurunan total pondasi tiang merupakan jumlah penurunan tiang kelompok baik elastik maupun konsolidasi.

(25)

2.6.1 Penurunan elastistiang tunggal

Penurunan tinggi di bawah beban kerja arah aksial, Qw ditentukan oleh tiga faktor sebagai berikut :

Se = Se (1) + Se (2) + Se (3) 2. 40 Dimana :

Se = penurunan tiang total

Se (1) = penurunan batang tiang

Se (2) = penurunan tiang akibat beban titik

Se (3) = penurunan tiang akibat beban tersalur sepanjang tiang

a. Penurunan batang tiang, Se(1)

Jika diasumsikan bahwa bahan tiang adalah elastik, maka deformasi batang tiang dapat dievaluasi dengan menggunakan prinsip-prinsip mekanika bahan :

Se (1) = [ (Qwp + ζ Qws ) L ] / (AP x Ep ) 2. 41 Dimana :

Qwp = Beban yang bekerja pada ujung tiang

Qws = Beban yang bekerja pada kulit tiang

ζ = Faktor distribusi tahanan kulit sepanjang tiang

Besarnya ξ bergantung pada sifat distribusi tahanan kulit sepanjang batang tiang. Jika distribusi f adalah seragam atau parabola, adalah 0.5.

(26)

Namun untuk distribusi f dalam bentuk segitiga nilai sekitar 0.67 (Vesic, 1977).

b. Penurunan tiang akibat beban titik, Se(2)

Penurunan tiang yang ditimbulkan oleh beban pada ujung tiang dapat dinyatakan dalam bentuk yang sama seperti yang diberikan dalam pondasi dangkal. Vesic (1977) mengakan metode semi – empiris untuk memperoleh besarnya Se (2) dengan menggunakan persamaan sebagai berikut :

Se (2) = (Qwp x Cp) / (D x Qp) 2. 42 Dimana :

Cp = Koefisien empiris

c. Penurunan tiang akibat beban tersalur sepanjang tiang, Se (3)

Vesic (1977) juga mengajukan hubungan empiris sederhana untuk memperoleh Se (3), dengan menggunakan persamaan sebagai berikut :

Se (3) = (Qws x Cs) / (L x Qp) 2. 43 Dimana :

Cp = Koefisien empiris

2.6.2 Penurunan elastis kelompok tiang, Sg

Beberapa penyelidikan tentang penurunan tiang kelompok yang telah dilaporkan dalam literatur memiliki hasil yang sangat beragam. Meyerhof (1976) menggagas hubungan empiris penurunan elastik kelompok tiang sebagai berikut :

(27)

Dimana :

q = Qg / (Lg x Bg)

I = Faktor pengaruh [1 – (L / 8 Bg) ≥ 0.5]

Untuk tiang kelompok di dalam pasir atau kerikil, Meyerhof (1976) menggagas hubungan empiris berikut untuk penurunan elastik.

Ss(e) = { [ 0.92 ( Qg / Lg Bg )] [√ Bg (1 – L / 8 Bg )]} / Ncorr (2. 1)

Dengan cara yang sama, penurunan tiang kelompok dapat juga dihubungkan dengan CPT sebagai :

Ss(e) = [ q Bg (1 – L / 8 Bg )] / (2 qc ) (2. 2)

2.6.3 Penurunan Konsolidasi Kelompok Tiang, ∆Sc(g)

Penurunan konsolidasi kelompok tiang pada tanah lempung dapat dihitung menggunakan metode tegangan 2 : 1 dengan perhitungan sebagai berikut :

∆si = [(Cc (i) x H(i)) / (1 + eo (1)) log [( po (i) + ∆p(i) ) / po (i)] 2. 45 Dimana :

∆pi = peningkatan tegangan yang timbul ditengah – tengah

setiap lapisan tanah dibawah 2/3 L

= Qg / [ ( Bg+ zi ) ( Lg+ zi ) ]

zi = Jarak dari z = 0 (2/3 L ke tengah lapisan i)

po(i) = Tegangan overburden efektif rata – rata pada lapisan i

(28)

H(i) = Ketebalan lapisan i

Cc = Indeks kompresi

eo = Angka pori awal pada lapisan i

2.7 Liquefaction (Likuifaksi)

Likuifaksi merupakan peristiwa meningkatnya tekanan air pori dalam tanah karena pengaruh cyclic loading (beban berulang) yang menyebabkan berkurangnya dan bahkan hilangnya kekuatan tanah. Ketika pada struktur bekerja suatu beban statis maka tekanan air pori dalam tanah akan meningkat dan ketika beban ststis tersebut hilang maka tekanan air pori akan berkurang hingga mencapai tekanan pori awal. Ketika beban berulang bekerja pada struktur menyebabkan tekanan air pori meningkat dan tekanan air pori berkurang selama beban berulang hilang, tetapi sebelum tekanan air pori berkurang dan kembali sampai tekanan air pori awal beban berulang kembali bekerja sehingga tekanan air pori akan kembali meningkat. Meningkatnya tekanan air pori dalam volume tanah menyebabkan berkurangnya ikatan antar partikel tanah sehingga kekuatan geser tanah akan berkurang dan tanah bersifat cair.

2.7.1 Kerentanan terhadap likuifaksi

Tidak semua tanah memiliki kerentanan terhadap likuifaksi, evaluasi terhadap bahaya likuifaksi biasanya dilakukan evaluasi terhadap kerentanannya. Jika tanah di lapangan tidak rentan, bahaya likuifaksi tidak ada dan evaluasi dihentikan. Jika tanah rentan, berarti penyebab likuifaksi dan akibat likuifaksi harus ditunjukan.

(29)

2.7.2 Penyebab likuifaksi

Fakta bahwa tanah rentan terhadap likuifaksi tidak berarti bahwa likuifaksi akan terjadi pada saat terjadinya seismik. Kejadian ini memerlukan gangguan yang cukup kuat untuk penyebab atau pemicu. Evaluasi gangguan alam adalah salah satu dari banyak bagian kritis evaluasi bahaya likuifaksi. Beberapa diskusi dari penyebab likuifaksi harus khusus dimana fenomena hubungan likuifaksi harus dipertimbangkan. Banyak penelitian penyebab likuifaksi mempunyai aliran pekat likuifaksi secara implisit dan pergerakan siklis bersama – sama tetapi karena fenomena berbeda dengan jelas maka lebih teat untuk membedakannya masing – masing secara terpisah.

2.7.3 Evaluasi penyebab likuifaksi dengan pendekatan tegangan siklis

Sejumlah pendekatan untuk mengevaluasi kemungkinan penyebab likuifaksi aadalah keadaan yang umum seperti pendekatan tegangan siklis dan penggunaan alternatif. Seed dan Lee (1966) menetapkan penyebab likuifaksi seperti titik yang meningkat pada tekanan air pori yang sama dengan penyebab tekanan efektif batas dimana μexcess = σ’3c atau ru = 100%. Pendekatan tegangan siklis secara konsep sangat sederhana misalnya beban yang ditimbulkan akibat seismik dinyatakan sebagai tegangan geser siklis dibandingkan dengan tahanan likuifaksi dari tanah yang dinyatakan juga sebagai tegangan geser siklis. Pada lokasi dimana beban berlebihan tahanan, likuifaksi diperkirakan akan terjadi.

a. Karakteristik beban gempa

Tingkat kelebihan tekanan air pori dibutuhkan untuk penyebab likuifaksi dihubungkan dengan amplitudo dan durasi dari beban siklis yang

(30)

ditimbulkan akibat seismik. Pendekatan tegangan siklis didasarkan pada asumsi bahwa meningkatnya tekanan air pori menjadi dasar dihubungkannya tegangan geseer siklis, karena itu beban seismik dinyatakan sebagai tegangan geser siklis. Beban dapat diperkirakan dengan dua cara yaitu : dengan detailed ground response analysis dan dengan pendekatan sederhana.

Ground response analysis dapat digunakan untuk memperkirakan sejarah waktu tegangan geser pada variasi kedalaman tanah. Seed et al (1975a) menerapkan prosedur menimbang untuk memasang sejarah waktu tegangan geser dari rekaman gerak tanah kuat untuk menentukan jumlah keseragaman tegangan geser Neq (pada amplitudo 65% dari puncak tegangan geser siklis τcyc= 0.65 τmax) yang akan membuat kenaikan tekanan air pori dari sejarah waktu yang tidak beraturan seperti ditunjukan pada gambar

Seed dan Idriss (1971) menyatakan amplitudo tegangan geser siklis seragam dapat dihitung dengan prosedur sederhana sebagai berikut :

τcyc = 0.65 x (ɑmax / g) x (σv / rd) 2. 46 Dimana :

ɑmax = Percepatan peak ground surface

rd = Nilai faktor reduksi tegangan

b. Karakteristik tahanan likuifaksi

Tahanan likuifaksi dari element tanah bergantung pada bagaimana menutup bagian penyebab dari tanah dengan bagian yang berhubungan

(31)

dengan kegagalan dan pada sifat dasar beban dibutuhkan untuk memindahkannya dari bagian penyebab ke bagian kegagalan. Tegangan dan tekanan air pori jangan diukur sehingga sering kesulitan membedakan antara fenomena likuifaksi yang berbeda setelah gempa dan pada saat terjadinya gempa.

Seed et al (1985) ; Ishihara dan Kosecki (1989) ; Koester (1994) menyatakan kehadiran kehalusan dapat mempengaruhi tahanan SPT dan untuk itu harus dihitung dalam evaluasi tahanan likuifaksi.

Tingkat tegangan geser siklis dibutuhkan untuk penyebab likuifaksi bergantung pada tahanan likuifaksi pada tanah. Likuifaksi dapat terjadi pada kedalaman dimana beban melebihi tahanan atau dimana faktor keamanan terlampaui likuifaksi dengan persamaan sebagai berikut :

FSL = (τcyc,L / τcyc) 2. 47

= (CSRL / CSR) < 1.0

Dimana :

τcyc,L = CSRL (Tegangan geser siklis penyebab likuifaksi)

= (CSRM = 7.5) x (M’)

CSRM = 7.5 = Kekuatan siklis penyebab gempa dengan magnitudo

M’ = Faktor koreksi magnitude

(32)

2.7.4 Pengaruh likuifaksi

Likuifaksi dapat mempengaruhi pergerakan muka tanah alami, selain itu likuifaksi dapat menyebabkan pergeseran aliran secara besar – besaran dan ikut serta untuk menenggelamkan atau memiringkan struktur yang besar, mengapungkan struktur ringan yang terbenam dan menghancurkan struktur penahan tanah. Pada dasarnya guncangan pada tanah, penurunan permukaan tanah, menguapnya pasir dan kegagalan stabilitas paska gempa dapat terjadi pada tingkat tanah di lapangan.

Kenyataan bahwa permukaan amplitudo percepatan naik dimana tekanan air pori menjadi lebih besar tidak berarti bahwa kemungkinan bahaya adalah perlu dikurangi karena percepatan ampilitudo yang lemah pada frekuensi yang lemah masih dapat membuat perpindahan yang besar. Perpindahan tersebut mungkin perhatian untuk diteliti pada struktur yang tertanam seperti tiang pondasi yang melebar akibat likuifaksi tanah seperti gambar 2. 5.

Gambar 2. 5 Pengaruh yang mungkin terjadi akibat likuifaksi tanah pada tiang pancang (Sumber : Geotechnical Earthquake Engineering, Steven L. Kramer)

(33)

2.8 Primary Load dan Load Combination

Dalam mendesain breasting dolphin, maka diperlukan desain tiang pondasi yang baik. Dalam mendesain tiang pondasi hal pertama yang dilakukan adalah menentukan beban yang bekerja pada tiang tersebut yaitu beban pokok dan beban kombinasi.

Data – data yang akan dianalisis untuk pembebanan berasal dari dokumen “Detailed Engineering Design Sersive - Port Facilities at Lubuk Tutung”. Sedangkan perhitungan besarnya beban yang bekerja mengacu pada standard code yang berlaku.

2.8.1 Primary load (beban pokok)

Beban primer merupakan beban pokok dari hasil analisis pembebanan dari data – data lingkungan, data struktur dan data kapal.

a. Dead load (beban mati)

Beban mati merupakan beban sendiri dari struktur, beban sendiri akan secara otomatis dihitung oleh program STAAD Pro V8i. Beban mati breasting dolphin ditentukan dari berat jenis dari material yang digunakan.

- Baja : 7.85 ton/m3

- Beton : 2.40 ton/m3

b. Superimposed load (beban mati tambahan)

Beban mati tambahan berasal dari peralatan tambahan yang sudah ditentukan dengan mengacu pada dokumen “Detailed Engineering Design Sersive - Port Facilities at Lubuk Tutung” antara lain :

(34)

- Bollard = 30 kN

- Fender = 30 kN

c. Live load (beban hidup)

Mengacu pada API-RP 2A, “Recommended Practice for Planning, Designing, Constructing of Fixed Offshore Platform”.Beban hidup dianalogikan sebagai beban personil. Beban hidup terdistribusikan secara merata di atas dek sebesar 1.5 kN/m2.

d. Current load (beban arus)

Kecepatan arus yang digunakan dalam analisis pembebanan adalah 0.4 m/s. Beban arus dihitung dengan proyeksi terhadap tiang pancang dengan mengacu pada OCDI (Technical Standards and Commentaris for Port and Harbour Facilities in Japan), 2002 dengan perhitungan sebagai berikut :

FC = FCD + FCI 2. 48

Dimana :

FCD = Drag force (gaya seret)

FCI = Inersia force (gaya kelembaman) Drag force (gaya seret)

Besarnya gaya seret akibat beban arus dapat dihitung dengan persamaan beriku :

FCD = ½ x γw x CD x A x VC2 2. 49

Dimana :

(35)

CD = Koefisien seret

A = Area proyeksi (Diameter + Marine growth)

VC2 = Kecepatan arus

Inertia force (gaya kelembaman)

Besarnya gaya inersia akibat beban arus dapat dihitung dengan persamaan sebagai berikut :

FCI = ½ x ρw x CI x A x VC2 2. 50

Dimana :

CI = Koefisien inersia

e. Wind load (beban angin)

Beban angin yang bekerja pada struktur deck dan tiang pancang dihitung dengan mengacu pada BS 5400 : Part 2 Clausul 5.3 Wind load : 1978 dengan perhitungan sebagai berikut :

Wind loadat deck (beban angin pada dek)

qv = qw x dh x CD 2. 51

Dimana :

VA2 = Kecepatan angin

qw = Dynamic pressure head (0.613 VA2)

dhdeck = Tinggi dek

(36)

CD = Koefisien seret pada dek

Wind loadat pile (beban angin pada tiang)

qv = qw x dh x CD 2. 52

Dimana :

Dhpile = Tinggi tiang di atas permukaan air

CD = Koefisien seret tiang

f. Wave load (beban gelombang)

Pendekatan sederhana untuk menghitung gaya gelombang pada struktur adalah dengan mengasumsikan bahwa gaya gelombang maksimum dapat digambarkan sebagai gaya statik ekivalen dikarenakan oleh bentuk gelombang seperti yang ditunjukan pada gambar 2. 7.

Gambar 2. 6Bentuk patahan gelombang (Sumber : Pile design and construction, M.

Tomlinson and John Woodward, 2007)

Gaya seret dan gaya inersia mendesak struktur dengan partikel air yang berpindah pada garis edar eliptikal. Menurut Wiegel et al, Reid dan Breatschneider, Dailey dan Stephen memungkinkan menghitung kecepatan partikel air u pada titik tertentu yang memiliki kordinat x secara

(37)

horizontal dari puncak gelombang dan z secara vertikal diatas dasar laut. Kecepatan partikel air dapat dihubungkan dengan kecepatan kenaikan puncak gelombang (kecepatan gelombang c) dan dinyatakan dengan (u/c)2 dan 1/g x du/dt untuk variasi perbandingan x dan z hingga tinggi h dari cekungan gelombang diatas dasar laut.

Newmark mengurangi persamaan pada British Standard (BS 6349 – 1, Klausul 39.44), yang menyatakan persamaan Morison menjadi persamaan yang lebih sederhana sebagai berikut :

f = fD + fI 2. 53

= [(7.8 x CD x h) x [(u / c)2]+ [(8x CM x D) x (1/g x du/dt)]

Dimana :

CD = Koefisien seret tiang

CM = Koefisien inersia tiang

h = Tinggi cekungan gelombang dari dasar laut

(u/c)2 = Kecepatan partikel air gelombang seret

(1/g) x (du/dt)`= Kecepatan partikel air gelombang inersia

g. Berthing load (beban tambat kapal)

Beban tambat kapal adalah beban yang diterima struktur saat kapal bersandar pada struktur. Beban maksimum yang diterima struktur adalah saat kapal merapat ke struktur dan membentur struktur pada sudut 10o terhadap sisi depan struktur. Beban benturan diterima struktur dan

(38)

energinya diserap oleh fender pada struktur, asumsu yang digunakan adalah kapal ditambatkan dengan bantuan tug boat dan membentur 1 fender.

Gambar 2. 7 Gambaran variabel penyandaran kapal (Sumber :Berthing Loads in

Structural Design Validation of Partial Factors , G. Versteegt, 2013)

Besar energi yang diserap oleh fender dapat dihitung sesuai dengan ketentuan OCDI (Technical Standards and Commentaris for Port and Harbour Facilities in Japan), 2002sebagai berikut :

Cek displacemnt dari kapal dengan perhitungan sebagai berikut :

MD = 1.687 x DWT 0.969 2. 54

Cek Berthing energy dan dimensi fender desain sebagai berikut :

E = 0.5 x MD x VB2 x CM x CE x CS x CC 2. 55 Dimana :

LOA = Panjang kapal

LBP = Panjang garis air

(39)

DK = Draft kapal

CB = Koefisien blok kapal [MD / ( LBP x BK x DK x γW)]

α = sudut sandar

VB = Kecepatan sandar mudah dengan area perairan

terlindung

= [ ( 392.6 x 13.8 ) – ( 11.8 x MD 0.397) ] / ( 13.8 + MD0.397)

CS = Koefisien kehalusan sandar

CC = Koefisien konfigurasi struktur dengan struktur terbuka

CM = Koefisien massa hydrodinamis {1 + [ ( 2 x DK ) / BK ) ]}

KC = Jari – jari girasi kapal[ ( 0.19 x CB ) + 0.11] LBP

x = Jarak titik tabrak kapal dan struktur dengan ujung

kapal {arc tan [ ( 0.5 x BK ) / ( 0.25 x LOA ) ]}

R

=

Jari – jari pusat massa kapal dan titik tabrak kapal

terhadap struktur [( 0.25 x LOA ) / cos x]

φ = Sudut antara V dan R{90o – α – [ α sin ( BK / 2 R ) ]}

CE = Koefisien eksentrisitas {[KC2 + (R2 cos2φ) ] / (KC2 + R2)}

Sehingga besarnya energi sandar abnormal adalah :

EA = EB x SF 2. 56

(40)

SF = Faktor keamanan

h. Mooring load (beban sandar kapal)

Beban sandar kapal dihitung dengan mengacu pada BS 6349-4, Maritime Structure Part 4 : Code of Practice for design of fendering and Mooring Systems, 1994 dengan perhitungan sebagai berikut :

Beban sandar akibat arus (arah transversal)

FTC = CTC x CCT x ρW x AT x VC2x 10 – 4 2. 57 Dimana :

CTC = Gaya arus transversal

CCT = Faktor koreksi kedalaman

AT = Proyeksi area transversal [LBP x DK (loaded)]

Beban sandar akibat arus (arah longitudinal)

FLC = CLC x CCL x ρW x AL x VC2x 10 – 4 2. 58 Dimana :

CLC = Gaya arus longitudinal

CCL = Faktor koreksi kedalaman

AL = Proyeksi area longitudinal [BK x DK (loaded)]

Beban sandar akibat angin (arah transversal)

FTW = CTW x ρU x AT x VW2x 10 – 4 2. 59 Dimana :

(41)

CTW = Gaya angin transversal

AT = Proyeksi area transversal (LOA x FK)

pU = Massa jenis udara

Beban sandar akibat angin (arah longitudinal)

FLW = CLW x ρU x AL x VW2x 10 – 4 2. 60 Dimana :

CLW = Gaya angin longitudinal

AT = Proyeksi area longitudinal (BK x FK)

Total beban sandar kapal arah transversal

FT = FTC + FTW 2. 61

Total beban sandar kapal arah longitudinal

FL = FLC + FLW 2. 62

i. Seismic load (beban gempa)

Analisis gempa dilakukan dengan Dynamic Response Spectrum Analysis Method. Beban gempa mengacu pada SNI 1726-2012. Dalam perumusan kriteria desain seismik suatu bangunan di permukaan tanah atau penentuan amplifikasi besaran percepatan gempa puncak dari batuan dasar ke permukaan tanah untuk suatu situs, maka situs tersebut harus diklasifikasi terlebih dahulu. Profil tanah diklasifikasi berdasarkan profil tanah lapisan 30 m paling atas.

(42)

Besarnya total geser dasar seismik dihitung dengan rumus sebagai berikut :

V = [ SDS / ( R / Ie ) ] x W 2. 63

Dimana :

C1 = Koefisien respons seismik

W = Berat seismik efektif

SDS = Parameter percepatan spektrum respons desain dalam

rentang periode pendek [( 2 / 3 ) x ( Fa x SS )]

Fa = Koefisien situs

SS = Paramter respons spektral percepatan gempa (MCER)

terpetakan periode pendek, T = 0.2 detik

R = Faktor modifikasi respons

Ie = Faktor keutamaan gempa

2.8.2 Load combination (beban kombinasi)

Beban kombinasi mengacu pada OCIMF Publication : “Guide Line & Recommendations for the safe mooring of large ship at pier & sea island” Table 31F – 3 – 13 Service atau Allowable Strength Design (ASD) untuk beban dan Table 31F – 3 – 12 Sevice atau Load Resistance and Factor Design (LRFD) untuk beban seperti ditunjukkan pada tabel 2. 11.

(43)

Tabel 2. 7Kombinasi beban servis dan terfaktor (Sumber: OCIMF Publication : “Guide

Line & Recommendations for the safe mooring of large ship at pier & sea island”)

2.9 STAAD Pro V8i

STAAD Pro V8i merupakan salah satu programyang dikembangkan untuk analisa struktur dan desain struktur baik onshore (darat) maupun offshore (lepas pantai) dan aplikasi rekayasa sipil pada umumnya. STAAD PRO V8i dikembangkan oleh Bentley Corporation.

2.10 Plaxis 3D Foundation

Plaxis 3D Foundation (Finite Element Code for Soil and Rock Analysis) adalah salah satu program FEA yang digunakan untuk analisis geoteknik dimana digunakan model-model tanah untuk dilakukan simulasi terhadap perilaku tanah. Selain itu juga digunakan untuk analisis deformasi dan stabilitas tiga dimensi dalam rekayasa geoteknik. Program geoteknik umumnya membutuhkan model konstitutif tingkat lanjut untuk memodelkan perilaku tanah maupun batuan yang non-linier tergantung pada waktu serta anisotropis.

(44)

2.11 Penelitian Sebelumnya

Berikut ini merupakan beberapa penelitian yang dilakukan sebelumnya.

Tabel 2. 8 Penelitian sebelumnya.

No Judul Penulis Tahun Keterangan

1 “Perancangan Pondasi

Tiang Pancang Dermaga Packing Plant Banjarmasin – Kalimantan Selatan” Mandala Sliliwangi, Ferry Rizki A. P., Sri Prabandiyani R.W., Siti Hardiyati 2014 Penelitian dengan merencanakan struktur bawah dermaga deangan tiang pancang pada bangunan – bangunan dermaga. Analisis daya dukung tiang terhadap beban vertikal dengan metode Meyerhorf, terhadap beban lateral dengan metode Broms, terhadap gaya tarik dengan metode Sowa.

2 “Analisis Struktur

Konfigurasi Tiang Dermaga Terhadap Gaya Lateral”

Ismeddiyanto, Sigit Sutikno

2010 Penelitian untuk

merencanakan

konfigurasi tiang pancang jetty yang berpengaruh pada stabilitas struktur dan biaya konstruksi. Ada 3 macam konfigurasi tiang yang dianalisis. Tipe 1 dan 2 konfigurasi konvensional yang biasa digunakan. Tipe 3 konfigurasi yang dihipotesa mempunyai tingkat stabilitas lebih baik.

3 “Laterally Loaded Pile in

Cohesionless Soil”

Alice Johny, Binu M. Issac, C. Prabha

2014 Penelitian gerakan tanah

akibat tekanan horizontal atau lateral memiliki pengaruh negatif terhadap perilaku aksial tiang, perhitungan defleksi tiang dan momen lentur

sebagai fungsi kedalaman di bawah permukaan tanah. Analisi dilakukan dengan metode elemen hingga dan metode

(45)

Broms.

4 “Experimental and

Numerical Study on Pile Behaviour Under Lateral Load in Clayey Slope”

Sivapriya, S. V., Gandhi, S. R.

2013 Penelitian dan evaluasi

numerik perilaku tiang tunggal dalam lapisan tanah miring lempung yang mengalami beban lateral statis. Studi numerik terdiri dari analisis elemen hingga dengan Plaxis 3D Foundation.

5 “Dymanic Analysis of An

Open Piled Jetty subjected to Wave Loading”

V. A. G. Brown 2013 Penelitian dilakukan

dengan simulasi

permukaan air dan beban gelombang sesuai domain waktu dan perhitungan respom dinamis pada dermaga. Tekanan pada dek dermaga dan tiang dihitung. Pembebanan gelombang dihitung pada tiga arah. Analisis dimanis dilakukan dengan analisis modal menggunakan finite

element analysis dengan

Plaxis 3D Foundation.

6 “ Piled Foundations

subjected to Time-dependent Lateral Load by Soft Soil”

L.W. Schadee 2013 Penelitian dilakukan

untuk mengetahui perilaku lateral tiang dan tegangan tanah yang timbul disekitar tiang dengan simulasi 3D. Perbedaan tekanan lateral tanah sekitar tiang dan perpindahan lateral tiang meningkat terutama pada awal fase konsolidasi.

7 “Perencanaan Struktur

Bawah Bangunan Jetty Bentuk I (Studi Kasus Jetty Batubara Pelabuhan Pulau Baai Kota

Bengkulu)”

Jaya, Relia Rizki, Mawardi, Besperi

2013 Penelitian dilakukan

dengan merencanakan jetty bentuk I sesuai dengan tipe gelombang, angin, pasang surut dan jenis tanah. Metode yang dilakukan dengan menganalisis angin, pasang surut dan daya dukung tanah dengan bantuan program Microsoft Excel.

(46)

8 “Analisis Konfigurasi Pondasi Tiang Pancang Kernel Jetty Terhadap Gaya Lateral pada

Pembangunan Jetty Pulau Lau”

Tika Andani Setepu

2014 Penelitian ini dilakukan

untuk mengetahui pengaruh konfigurasi tiang terhadap

penggunaan jumlah tiang berdasarkan jarak tertentu. Penentuan konfigurasi tiang bertujuan mengurangi penurunan, defleksi tiang dan efisiensi penggunaan tiang.

9 “Perencanaan Pondasi

Tiang pada Tanah Lempung”

Nuryanto, Sri Wulandari

2013 Penelitian dilakukan

untuk menghitung daya dukung ujung tiang dan daya dukung selimut tiang tunggal dengan metode

Tomlinson.Perhitungan

penurunan tiang denhan metode Meyerhorf. Hasil perhitungan kemudian dibandingkan dengan hasil program Plaxis 3D Foundation.

10 “Analisa Kapasitas Daya

Dukung Tiang Pancang Tunggal dengan Metode Analitis dan Metode Elemen Hingga”

Silvia Kasturi, Rudi Iskandar

2013 Penelitian ini dilakukan

untuk mengevaluasi dan membandingkan