BAB I PENDAHULUAN
I.1. Umum.
Buku laporan perhitungan struktur bawah proyek Perencanaan Jembatan Gantung Desa Lubuk Bigau Kec Kampar Kiri Hulu ini, berisikan penjelasan tentang sistem struktur dan analisis struktur secara garis besar untuk keperluan perencanaan struktur atas dan struktur bawah. Dalam laporan ini juga dijelaskan tentang idealisasi perhitungan struktur dan beban-beban yang bekerja pada bangunan ini, baik beban gravitasi maupun beban lateral sesuai dengan standar-standar dan peraturan-peraturan yang digunakan untuk perancangan struktur bangunan jembatan.
Secara skematis sistem perencanaan struktur atas seperti stringer beam, cross beam, main trusses, Main Wire Rope dan Hanger rod berikut struktur bawah seperti Abutment maupun Pilar (Pier) dan pondasi dapat dilihat melalui gambar-gambar layout dari tampak aksonometri pemodelan SAP 2000v.11 yang dilampirkan dalam Buku Laporan Perhitungan Struktur Jembatan Gantung ini.
Perhitungan perencanaan dan analisa bangunan ini mengikuti standar peraturan yang ditetapkan di Indonesia, yakni
1. Standar Pembebanan Untuk Jembatan RSNI T-02-2005 2. Bridge Management System (BMS) 1992.
3. SNI 03-2833-1992, Tata Cara Perencanaan Ketahanan Gempa Untuk Jembatan Jalan Raya.
4. SNI 1726-2002, Standar Perencanaan Ketahanan Gempa Untuk Struktur Bangunan Gedung.
5. SNI 03 2874-2002,Tata Cara Perhitungan Struktur Beton untuk Bangunan. 6. American Concrete Institute 2005, ACI 38-05.
7. Spesification for Structural Steel Building, American Institue of Steel Construction 2010, AISC 2010
I.2. Deskripsi Struktur
I.2.1. Struktur Bawah
Struktur bawah yang digunakan pada Jembatan Desa Lubuk Bigau Kec Kampar Kiri Hulu ini adalah sistem Pilar (pier) dan abutment. Pilar (pier) digunakan sebagai struktur penyokong Phylon untuk menyalurkan beban deck dan main trusses ke pondasi.
Sedangkan pada sisi Blok angkur utama yang sekaligus berfungsi sebagai duduk ujung Main Trusses dipergunakan struktur Abutment. Struktur abutment ini sekaligus berperan sebagai retaining wall dari urugan oprit dibelakang abutment tersebut.
Untuk kedua type struktur baik Pilar (Pier) maupun abutment dalam menyalurkan beban ke dalam tanah stabil digunakan Pondasi Tiang pancang prestressed spun pile Φ30 cm dengan jumlah tertentu. Pada pier 1 dan pier 2 digunakan sebanyak sebanyak 5x4=20 unit taing pancang, sedangkan pada konstruksi abutment digunakan formasi 4x4=16 unit tiang pancang.
Gambar 1.1. Phylon dan Pilar Jembatan Gantung Type Suspensi
Dalam Buku laporan ini ditampilkan pemodelan struktur, pembebanan struktur, analisis struktur dan disain seluruh elemen baja serta beton struktur atas maupun struktur bawah jembatan gantung. Perhitungan dilakukan dengan memakai bantuan software SAP 2000v.11 dengan memakai elemen Shell sebagai elemen model untuk abutment-pilar dan elemen frame untuk phylon, main trusses, stringer beam, cross beam serta pondasi tiang
pancang. Khusus untuk Main cable (Main Wire/Strand Rope) dipergunakan elemen khusus cable dalam pemodelan
Gambar 1.2. Abutment dan Blok Angkur Jembatan Type Suspensi
I.2.2. Struktur Pondasi
Mempelajari data hasil penyelidikan tanah yang telah dilakukan oleh CV Mamre Soil Specialist Investigation dibawah tanggung jawab Patuh Sembiring, didapatkan stratigrafi tanah mulai dari elevasi +0.00m sampai -3.00m mempunyai type loose sand dengan butiran sedang, nilai Nspt rerata 1 s/d 2. Pada kedalaman -3.00m s/d -5m diperoleh tanah dengan type sandy gravel dengan kepadatan sedang sampai dengan tinggi dan bernilai Nspt rerata 49 s/d 50. Sedangkan pada kedalaman -5.00m s/d -10.00m didapatkan type tanah berupa napal padat (very stiff clay) berwarna gelap kecoklatan dengan nilai Nspt rerata sekitar >60.
Dari data tersebut jenis pondasi yang dipilih adalah pondasi dalam dengan menggunakan Prestressed Concrete Spun Pile berukuran diameter 30 cm untuk struktur pilar dan abutment dengan panjang efektif sekitar 12 m. Kedalaman 12m direncanakan dengan argumentasi pada level tersebut didapatkan tanah dengan daya dukung yang memadai terhadap kapasitas aksial dan lateral, kemudian untuk menghindari terjadinya efek guling dan tercabutnya tiang pancang akibat gaya kombinasi, ini bisa terjadi karena pilar dan abutment yang ada cukup tinggi.
Gambar 1.3. Hasil Bor Log dan SPT Lokasi Jembatan Desa Bigau
1.2.3 Struktur Atas
Jenis struktur atas yang dipilih pada Jembatan gantung ini adalah type suspensi semi kaku (semirigid suspension). Disebut semi kaku karena kombinasi antara kabel utama (main wire rope) dengan struktur deck jembatan yang menghasilkan nilai kekakuan dengan tingkat menengah karena struktur deck tersebut menggunakan type rangka batang (trusses)
sebagai tumpuan stringer beam dan cross beam yang menggunakan profil siku ganda sebagai penampangnya.
Gambar 1.4. Suspensi Dek Type Rigid dan Semi Rigid
Gambar 1.5. Suspensi Dek Type Flexible
Sebagai penghubung antara Main Wire Rope dengan Main Trusses adalah Hanger Rod yang di sendi kan pada ujung Cross Beam. Type Bentangan yang digunakan dibantu dengan sistem approach span untuk mengkondisikan urugan oprit di belakang abutment menjadi lebih rendah.
I.2.4. Struktur Pemikul Beban Gravitasi
Secara umum struktur pemikul beban gravitasi adalah Sistem dek (Main Trusses+Stringer Beam+Cross Beam) yang bekerjasama secara simultan dengan sistem Kabel (Main Wire Rope/Strand Rope) yang langsung disalurkan ke phylon-pier/abutment dan akhirnya ke sistem pondasi tiang pancang.
I.2.5. Struktur Pemikul Beban Lateral
Struktur utama pemikul gaya lateral akibat gempa bumi dan angin yaitu Strom Rope yang bekerjasama dengan Main Trusses, selanjtnya gaya tersebut akan diteruskan ke pier, abutment dan Blok Angkur JSC yang langsung terhubung dengan tiang pancang.
BAB II
KRITERIA DAN DATA PERENCANAAN
II.1. Material Konstruksi
Secara garis besar ada tiga material pokok yang digunakan pada proyek Perencanaan Teknis Perencanaan Jembatan Gantung Desa Lubuk Bigau Kec Kampar Kiri Hulu ini, yaitu :
Beton
Baja tulangan dan Baja profile/ Baja Baut
II.1.1. Beton
Beton pada komponen struktur Pilar (Pier) dan abutment adalah sebagai berikut: fc’ = 24,9 Mpa (K-300)
Ec = 23.452,95 Mpa
II.1.2. Baja Tulangan
Baja tulangan yang digunakan pada semua elemen struktur adalah baja dengan spesifikasi sebagai berikut :
Tegangan leleh : diameter ≤ 12 mm : fy = 240 MPa
diameter ≥ 13 mm : fy = 400-500 MPa
Modulus Young (E) : 200000 MPa
II.1.3. Baja Profile Dan Pelat
Baja profile dan pelat yang akan digunakan harus memenuhi persyaratan mutu BJ-37 dengan tegangan leleh fy=240 Mpa dan tegangan ultimate sebesar fu=370 Mpa. Seluruh
II.1.4. Las Elektrode (Arc Welding)
Material las harus memenuhi persyaratan JIS, AISC, atau persyaratan lain yang setara.
Material
Tipe las dan jenis gaya
Full Penetration Filled Partial Penetration Tegangan ijin tarik,
tekan,lentur (kg/cm2)
Tegangan ijin geser (kg/cm2)
Tegangan ijin tarik tekan, lentur, geser
(kg/cm2) Welding rod D 4300 2400 1560 928 Base metal SS-400
Untuk kondisi beban sementara, tegangan-tegangan ijin di atas bisa ditingkatkan sebesar 30%. Harga tegangan ijin tumpu di atas adalah berdasarkan kekuatan elemen yang disambung. Harga-harga dalam tabel di atas hanya berlaku untuk elemen yang ketebalannya ≤ 40 mm.
II.1.5. Semen
Kecuali bila dinyatakan lain, maka semen yang digunbakan harus berupa semen Portland Type I, sesuai dengan persyaratan ASTM.
II.1.6. Baut Baja
Baut yang dipergunakan harus sesuai dengan persyaratan mutu sebagaimana ditetapkan dalam ASTM dan menggunakan type A-325 untuk ukuran >=∅12mm dan A307 untuk ukuran <∅12mm.
II.1.7. Wire Rope / Strand Rope
Kabel suspensi yang digunakan bervariasi mulai dari ∅24mm, ∅16mm dan
∅12mm. Type kabel yang dipersyaratkan bisa berupa wire rope ataupun strand rope dan dilapisi galvanish. Mutu kabel minimal fy=1800 Mpa dengan minimum breaking load sebesar 300kN.
II.2. Beban Perencanaan
Pada daerah gempa, beban inertia dari goyangan pada dasar abutment dan pilar dapat melebihi akibat beban angin, yang selanjutnya berpengaruh besar dalam bentuk struktural bangunan, desain dan biaya. Sebagai masalah inertia, respon dinamis struktur memainkan peranan penting dan dalam mengestimasi pembebanan efektif struktur.
Kecuali beban mati, pembebanan pada struktur tidak dapat diprediksi secara akurat. Ketika beban hidup dapat diantisipasi dengan pendekatan pengujian lapangan, beban angin dan gempa adalah bukan merupakan angka-angka pasti, sehingga akan lebih sulit untuk diprediksi secara tepat. Penggunaan teori probabilitas akan sangat membantu, dalam pendekatan untuk menghitung pembebanan akibat angin dan gempa.
II.2.1. Beban Gravitasi
Besarnya beban-beban tersebut dapat dilihat pada tabel rencana pembebanan sebagai berikut : Beban Mati Beton : 24,0 kN/M3 Finishing : 1,0 kN/M2 Baja : 78,5 kN/M3 Kayu : 11,5 kN/M3
Aspal Hot Mix : 22,0 kN/ M3
Beban Hidup Beban D :
Sepeda Motor : 1,5 kN
Pengendara : 1,5 kN
Beban Orang : 0,5 kN/m
Kec Angin Rencana : 30 m/s
Kec Arus Air Rencana : 6 m/s
Jembatan gantung direncanakan untuk dapat memikul beban kendaraan rencana berupa sepeda motor berikut para penumpangnya dalam kondisi saling berpapasan. Untuk memenuhi syarat beban rencana tersebut maka di disain lebar deck jembatan hanya sebesar 2m. Dengan lebar yang terbatas tersebut maka tidak diizinkan kendaraan lain selain sepeda
motor yang bisa melewati jembatan tersebut. Hal ini dilakukan untuk menghindari terjadinya overloaded beban rencana yang melintasi jembatan pada kondisi layan nantinya.
Dalam proses disain beban maksimum yang dikondisikan berupa adanya beban tambahan selain sepeda motor+penumpang yaitu beban pejalan kaki yang mengisi ruang seluas 1m2 pada lantai deck jembatan. Kondisi tersebut merefleksikan kondisi terekstrim jembatan yang berisi sepeda motor+penumpang dalam 2 arah ditambah pejalan kaki yang mengisi penuh ruang deck yang tersisa. Jadi total beban maksimum yang bisa ditampung oleh jembatan adalah sebesar 256kN atau 25,6 Ton.
II.2.2. Beban Lateral
II.2.2.1 Beban Gempa
Ketika gempa terjadi, intensitasnya dihubungkan dengan frekwensi kejadiannya. Gempa yang merusak jarang terjadi, tetapi yang sedang/moderat lebih sering terjadi, dan yang paling kecil sangat sering terjadi. Walaupun dapat didesain suatu bangunan yang menahan gempa yang paling merusak tanpa kerusakan yang berarti, mau tidak mau kebutuhan akan kekuatan bangunan selama masa layanan tidak membenarkan biaya tambahan yang besar. Konsekuensinya, filosofi umum untuk mendesain bangunan tahan gempa didasarkan pada prinsip, yaitu:
1. Menahan gempa kecil tanpa kerusakan;
2. Menahan gempa sedang/moderat tanpa kerusakan struktural tetapi menerima kemungkinan kerusakan non-structural;
3. Tahanan rata-rata gempa dengan probabilitas struktur seperti halnya kerusakan non-structural, tetapi tidak roboh.
Beberapa penyesuaian dibuat berdasatkan prinsip-prinsip diatas sebagai pengenalan bahwa bangunan dengan suatu fungsi penting tertentu harus dapat menahan kejadian gempa yang lebih kuat lagi. Besarnya beban gempa adalah hasil respon dinamis bangunan terhadap goyangan pada pondasi. Untuk memprediksi beban seismis, ada dua pendekatan umum yang digunakan, dimana dengan memperhatikan catatan kejadian gempa masa lalu didaerah tersebut dan sifat-sifat struktur.
Pendekatan pertama, prosedur gaya lateral ekuivalen, menggunakan suatu estimasi sederhana terhadap periode alami bangunan dan antisipasi percepatan maksimum permukaan, bersamaan dengan faktor-faktor relevan lainnya dalam menentukan geser
dasar maksimum. Pembebanan horisontal ekuivalen untuk gaya geser ini kemudian didistribusikan dengan bebarapa cara yang ditentukan melalui ketinggian bangunan sebagai suatu analisa statis struktur. Gaya-gaya desain yang digunakan dalam analisa statis ini harus lebih kecil dari gaya aktual yang ada pada bangunan. Pertimbangan untuk menggunakan gaya desain yang lebih kecil termasuk potensi kekuatan bangunan ditetapkan oleh tingkatan working stress, redaman ditetapkan oleh komponen bangunan dan reduksi gaya akibat daktilitas efektif elemen struktur yang melebihi batas elastis.
Pendekatan kedua, prosedur berdasarkan analisa modal dimana frekuensi modal struktur dianalisa dan kemudian digunakan untuk estimasi respons modal maksimum. Kombinasi ini untuk mendapatkan nilai respon maksimum. Prosedur ini lebih kompleks dan lama daripada prosedur gaya lateral ekuivalen tetapi lebih akurat seperti halnya pendekatan prilaku non-linier dari struktur. Untuk perencanaan dan konstruksi komponen struktur beton bertulang dari suatu struktur, untuk mana gaya rencana, akibat gerak gempa, telah ditentukan berdasarkan dissipasi energi di dalam daerah nonlinier dari respon struktur tersebut.
Struktur Jembatan Desa Lubuk Bigau Kec Kampar Kiri Hulu ini direncanakan terhadap beban gempa dengan perioda ulang 475 tahun (dimana probability of exceedance dalam 50 tahun adalah 10%) sesuai dengan peraturan kegempaan yang berlaku pada saat sekarang ini. Berdasarkan peta tersebut, spectra percepatan di batuan dasar untuk wilayah 2 Riau 0.1g-0.15g seperti tampak pada gambar berikut ini.
Gambar 2.1. Peta Gempa Indonesia
Lokasi pekerjaan di Wilayah 2
II.2.2.2. Gaya Aktif Rankine
Gaya tanah aktif dihitung dengan menggunakan perumusan yang diturunkan oleh Rankine (Gaya Aktif Rankine). Gaya ini bekerja pada sisi belakang abutment tempat tanah urugan dipadatkan, untuk pembebanan yang lebih memberikan faktor keamanan yang agak konservatif diasumsikan tanah urugan yang diberikan berupa tanah granular (cohessionless) yang mempunyai nilai gaya tekan yang lebih besar jika dibandingkan dengan tanah cohessive.
Untuk pengaruh beban hidup yang bekerja langsung di atas tanah urugan diperhitungkan sebesar qLL=10 kN/m2. Beban ini diperhitungkan menyumbangkan tekanan
dalam arah lateral dengan mengalikan faktor koefisien rankine (Ka) secara langsung dan
bekerja secara merata sepanjang tinggi abutment.
adapun besaran PKa dan PLL seperti pada gambar adalah sebagai berikut :
ܲ = 12 ∙ ܭ∙ ߛ௨ ∙ ܪଶ ܲ = ܭ∙ ݍ∙ ܪ ܭ = tan ൬45 −∅2 ൰௨
ଶ
Gaya aktif rankine ini dimasukkan ke dalam kombinasi beban mati (DL), karena bekerja selama urugan masih ada di belakang abutment. Pada perencanaan Jembatan Desa Lubuk Bigau Kec Kampar Kiri Hulu nilai berat volume tanah urugan diambil sebesar γu=17
kN/m3 dan sudut geser tanah sebesar ∅u=30o PLL
PKa
σ=Ka.γt.Ha
σ=Ka.qLL
II.2.2.3. Beban Gempa Akibat Gaya Inersia Tanah Urugan
Beban gempa akibat adanya percepatan gempa yang mengenai massa tanah urugan diperhitungkan secara langsung pada software SAP2000v.11 berdasarkan analisa dinamik modal analysis tipe response spektrum. Gaya ini otomatis masuk dalam kombinasi beban dengan gaya gempa.
II.2.2.4. Beban Rem
Beban rem diperhitungkan sebesar 5% dari beban D (UDL dan KEL) dalam setiap jalur untuk setiap 1 perletakan gelagar. Gaya ini bekerja dalam arah horizontal di titik perletakan gelegar (bearing pad atau elastomerik).
II.2.3. Kombinasi Pembebanan
Aksi rencana diklasifikasikan secara garis besar ke dalam aksi tetap dan transien. Kombinasi beban didasarkan pada beberapa kemungkinan tipe yang berbeda dari aksi yang bekerja secara bersamaan. Aksi rencana ditetapkan dari aksi nominal yaitu mengalikan aksi nominal dengan faktor beban yang memadai.
Pr
Tabel 2.1. Klasifikasi aksi pembebanan jembatan
Ada dua group kombinasi pembebanan yang ditinjau, yang pertama adalah kombinasi pembeban yang berkaitan dengan kekuatan dan kemampuan layan pada struktur yang dihitung menurut ketentuan RSNI T02-2005 (kondisi ultimate limit state), sedangkan kombinasi pembebanan group yang kedua adalah berdasarkan kondisi service limit state. Kombinasi pembebanan group kedua ini digunakan untuk perencanaan struktur bawah (fondasi).
Faktor beban untuk keadaan batas ultimate (ULS) didasarkan kepada umur rencana jembatan 50 tahun. Untuk jembatan dengan umur rencana berbeda faktor beban ultimate harus diubah dengan menggunakan faktor pengali seperti dalam tabel berikut :
Tabel 2.2. Faktor pengali beban dengan umur rencana
Kombinasi pada keadaan batas layan primer terdiri dari jumlah pengaruh aksi tetap dengan satu aksi transien. Pada keadaan batas layan lebih dari satu aksi transien bisa terjadi secara bersamaan. Faktor beban yang sudah dikurangi diterapkan dalam hal ini untuk mengurangi kemungkinan dari peristiwa ini seperti dalam tabel berikut :
Tabel 2.3. Pengelompokan klasifikasi kombinasi beban
Kombinasi pada keadaan batas ultimate terdiri dari jumlah pengaruh aksi tetap dengan satu pengaruh transien. Gaya rem atau sentrifugal bisa digabungkan dengan pembebanan lajur D dan kombinasinya bisa dianggap sebagai satu aksi untuk kombinasi beban. Beberapa aksi kemungkinan dapat terjadi pada tingkat daya layan pada waktu yang sama dengan aksi lainnya yang terjadi pada tingkat ultimate. Kemungkinan terjadinya kombinasi seperti ini harus diperhitungkan tetapi hanya satu aksi pada tingkat daya layan yang dimasukkan pada kombinasi pembebanan. Ringkasan dari kombinasi beban yang lazim diberikan pada tabel beikut :
Dalam perencanaan tegangan kerja beban nominal bekerja pada jembatan dan satu faktor keamanan digunakan untuk menghitung besarnya penurunan kekuatan atau perlawanan dari komponen struktur. Untuk perencanaan yang baik hubungan berikut harus dipenuhi :
S*≤ R*ws
Dengan pengertian :
S* = pengaruah aksi rencana = Σ S
R*ws = perlawanan atau kekuatan rencana = ros x Rws
Dengan pengertian :
S = pengaruh aksi nominal
ros = tegangan berlebihan yang diperbolehkan
Rws= perlawanan atau kekuatan nominal berdasarkan tegangan kerja izin
Beberapa beban mempunyai probabilitas kejadian yang rendah dan jangka waktu yang pendek. Untuk kombinasi yang demikian maka tegangan yang berlebihan diperbolehkan berdasarkan prinsip tegangan kerja. Tegangan berlebihan yang diberikan dalam tabel dibawah sebagai prosentase dari tegangan kerja yang diizinkan.
Tabel 2.5. Tegangan berlebihan yang diizinkan
Pada perencanaan Jembatan Desa Lubuk Bigau Kec Kampar Kiri Hulu ini digunakan kombinasi beban baik untuk ULS dan SLS adalah sebagai berikut :
Kondisi Ultimate Limit State (ULS) : 1. 1.3DL+2SDL
2. 1.3DL+2SDL+2LL+2REM 3. 1.3DL+2SDL+2LL-2REM
4. 1.3DL+2SDL+2LL+2REM+2WIND 5. 1.3DL+2SDL+2LL+2REM-2WIND 6. 1.3DL+2SDL+2LL-2REM-2WIND 7. 1.3DL+2SDL+2LL+2SERET (ARUS) 8. 1.3DL+2SDL+2LL-2SERET (ARUS) 9. 1.3DL+2SDL+0.5LL+(EQX+0.3EQY) 10. 1.3DL+2SDL+0.5LL+(EQX-0.3EQY) 11. 1.3DL+2SDL+0.5LL+(-EQX+0.3EQY) 12. 1.3DL+2SDL+0.5LL+(-EQX-0.3EQY) 13. 1.3DL+2SDL+0.5LL+(0.3EQX+EQY) 14. 1.3DL+2SDL+0.5LL+(0.3EQX-EQY) 15. 1.3DL+2SDL+0.5LL+(-0.3EQX+EQY) 16. 1.3DL+2SDL+0.5LL+(-0.3EQX-EQY) 17. 0.9DL+0.9SDL+0.5LL+(EQX+0.3EQY) 18. 0.9DL+0.9SDL+0.5LL+(EQX-0.3EQY) 19. 0.9DL+0.9SDL+0.5LL+(-EQX+0.3EQY) 20. 0.9DL+0.9SDL+0.5LL+(-EQX-0.3EQY) 21. 0.9DL+0.9SDL +0.5LL+(0.3EQX+EQY) 22. 0.9DL+0.9SDL +0.5LL+(0.3EQX-EQY) 23. 0.9DL+0.9SDL +0.5LL+(-0.3EQX+EQY) 24. 0.9DL+0.9SDL +0.5LL+(-0.3EQX-EQY)
Kondisi Service Limit State (SLS) : 1. DL+SDL 2. DL+SDL+LL+REM 3. DL+SDL+LL-REM 4. DL+SDL+LL+REM+WIND 5. DL+SDL+LL+REM-WIND 6. DL+SDL+LL-REM-WIND 7. DL+SDL+LL+SERET (ARUS) 8. DL+SDL+LL-SERET (ARUS) 9. DL+SDL+0.5LL+(EQX+0.3EQY) 10. DL+SDL+0.5LL+(EQX-0.3EQY)
11. DL+SDL+0.5LL+(-EQX+0.3EQY) 12. DL+SDL+0.5LL+(-EQX-0.3EQY) 13. DL+SDL+0.5LL+(0.3EQX+EQY) 14. DL+SDL+0.5LL+(0.3EQX-EQY) 15. DL+SDL+0.5LL+(-0.3EQX+EQY) 16. DL+SDL+0.5LL+(-0.3EQX-EQY) 17. 0.9DL+0.9SDL+0.5LL+(EQX+0.3EQY) 18. 0.9DL+0.9SDL+0.5LL+(EQX-0.3EQY) 19. 0.9DL+0.9SDL+0.5LL+(-EQX+0.3EQY) 20. 0.9DL+0.9SDL+0.5LL+(-EQX-0.3EQY) 21. 0.9DL+0.9SDL +0.5LL+(0.3EQX+EQY) 22. 0.9DL+0.9SDL +0.5LL+(0.3EQX-EQY) 23. 0.9DL+0.9SDL +0.5LL+(-0.3EQX+EQY) 24. 0.9DL+0.9SDL +0.5LL+(-0.3EQX-EQY) Dengan pengertian :
DL : Beban mati (Termasuk gaya aktif rankine akibat urugan dan beban hidup qLL=10kN/m2)
SDL : Beban mati tambahan (Superimposed Dead Load) LL : Beban hidup
REM : Beban rem
EQX : Beban statik gempa arah X dengan eksentrisitas rencana
EQY : Beban statik gempa arah Y dengan eksentrisitas rencana
WIND : Beban Angin
Seret : Beban gaya seret air banjir terhadap pilar (Asumsi V=6m/dt)
II.3. Analisis Kekuatan Penampang
Struktur bangunan dirancang agar memenuhi persyaratan daktilitas, dengan menggunakan konsep disain berdasarkan kriteria berperilaku elastis sewaktu mengalami beban gempa kuat rencana maka dipilih besaran nilai faktor modifikasi respon sebesar R=3,5. Pemilihan nilai R sebesar itu dengan mempertimbangkan bahwa struktur berada pada daerah gempa zona 2 yang berarti percepatan gempa yang ada relatif kecil, dengan
demikian tanpa adanya setting daerah sendi plastis yang terjadi pada struktur diharapnya nilai ekonomis struktur bisa lebih tercapai tanpa mengabaikan faktor kekuatan struktur.
Analisis dilakukan dengan bantuan software SAP2000v.11 seperti yang disebutkan sebelumnya dan untuk analisis dinamik menggunakan analisa modal (Modal Analysis) dengan response spektrum sebagai data input percepatan gempa puncak SDOF.
BAB III
PEMODELAN STRUKTUR
III.1. Umum
Proses perhitungan dimulai dengan pembuatan model struktur atas secara 3D atas dasar gambar-gambar denah, potongan (cross section) dan tampak. Kemudian rekasi perletakan pada struktur atas dijadikan beban pada struktur bawah. Struktur abutment-pilar Jembatan Desa Lubuk Bigau Kec Kampar Kiri Hulu ini dianalisis terhadap pengaruh gempa wilayah 2 dan dimodelkan sebagai struktur 3D yang terjepit pada taraf asumsi kekakuan jepit tiang pancang.
III.2. Perangkat Lunak Yang Digunakan Dalam Perhitungan
Analisis struktur untuk abutment-pilar Jembatan Desa Lubuk Bigau Kec Kampar Kiri Hulu ini dilakukan dengan menggunakan program SAP2000v.11. Sedangkan untuk proses disain beton bertulang digunakan program mandiri yang memakai software Math Cad R.14.
III.3. Model Struktur
Struktur bangunan atas seperti yang sudah dijelaskan sebelumnya secara total dimodelkan sebagai elemen frame untuk stringer beam, crossbeam, phylon dan main trusses. Sedangkan untuk struktur Main Wire Rope/Strand Rope dimodelkan dengan struktur kabel.
Struktur Pilar (Pier) dan abutment dimodelkan berupa sistem shell 3D yang terintegrasi dengan pondasi tiang pancang. Pemilihan elemen shell dilakukan dengan alasan elemen inilah yang memiliki kedekatan perilaku dengan struktur aslinya yaitu dominan dalam lentur 2 arah, geser 2 arah dan aksial 2 arah.
III.4. Sistem Struktur
Pada dasarnya sistem struktur bangunan atas berupa sistem hybrid antara sistem kabel dengan sistem rangka bidang. Kekuatan tercapai lewat kerjasama dan sinergi yang terjadi antar kabel tersebut dengan rangka bidang dalam memikul beban rencana.
Sistem struktur pilar dan abutment yang terbuat dari beton bertulang merupakan wall frame, beban mati dan hidup yang diterima dari bangunan atas dipikul berupa aksi tahanan dinding yang menerima beban kombinasi aksial, momen dan geser. Secara keseluruhan sistem struktur ini simetris dan termasuk beraturan, namun tetap perlu dilakukan analisis respon dinamis secara 3D sesuai dengan ketentuan SNI 03-1726-2002 Pasal 7.1.1. mengingat adanya kombinasi posisi beban D dan rem yang tidak simetris. Kekakuan
Gambar 3.1. Pemodelan Superstructure Sistem Suspensi Semi rigid Deck
unsur-unsur struktur beton bertulang tidak dihitung berdasarkan pengaruh peretakan beton sesuai dengan ketentuan SNI 03-1726-2002 Pasal 5.5.1. Untuk itu, momen inersia penampang unsur struktur dapat ditentukan langsung dengan sebesar momen inersia penampang utuh tanpa dikalikan dengan suatu persentase efektifitas penampang, dimana untuk balok kolom persentase efektifnya adalah 75%.
III.5. Analisa Struktur Statis 3D
Struktur dianalisa secara statis yang berhubungan dengan beban non gempa seperti beban mati (DL), beban hidup (LL), beban rem, tekanan aktif rankine, gaya seret air banjir dan berat sendiri tanah di belakang abutment. Besarnya beban yang digunakan dapat dilihat dalam lampiran perhitungan dengan menggunakan program Math Cad r.14, namun secara garis besar ilustrasi beban tersebut dapat dilihat seperti gambar berikut :
Gambar 3.3. Beban Mati Dek
Gambar 3.4 Beban Sepeda Motor+Penumpang (DL)
Gambar 3.7. Beban Gempa STX Gambar 3.6. Beban Rem Lateral
III.6. Analisa Struktur Dinamis 3D
III.6.1. Analisis Dinamik Bebas
Untuk mengetahui bagaimana karakteristik respon dinamik dari struktur abutment ini secara keseluruhan, dilakukan analisis dinamik bebas dengan menentukan terlebih dahulu sistem sumbu koordinat (sumbu-x dan sumbu-y). Beban yang digunakan pada analisis dinamik bebas ini terdiri dari 100% beban mati dan 30% beban hidup. Dari hasil analisis dinamik yang teleh dilakukan jumlah ragam yang ditinjau dalam superposisi respons ragam mencapai 20 agar modal participating massa ratios mencapai sedikitnya 90% untuk Ux, Uy, Rx, Ry, dan Rz, sesuai dengan ketentuan SNI 03-1726-2002 Pasal 7.2.1. Dalam hal ini, metode superposisi yang dipakai adalah Kombinasi Kuadratik Lengkap (Complete Quadratic Combination atau CQC) yang mana periode mode 1 dan periode mode 2 saling berdekatan (lebih kecil dari 15%) sesuai ketentuan SNI 03-1726-2002 Pasal 7.2.2. Pola gerak masing-masing ragam terlihat dari modal participating mass ratios Ux, Ux, dan Rz sebagai berikut:
Tabel 3.1.a. Nilai MPMR Pilar/Pier TABLE: Modal Participating Mass Ratios Output
Case Step
Num Period UX UY UZ SumUX SumUY SumUZ RX RY RZ SumRX SumRY SumRZ
Text Unitless Sec Unitless Unitless Unitless Unitless Unitless Unitless Unitless Unitless Unitless Unitless Unitless Unitless
MODAL 1 0.215 0.000 0.838 0.000 0.000 0.838 0.000 0.335 0.000 0.540 0.335 0.000 0.540 MODAL 2 0.211 0.989 0.000 0.000 0.989 0.838 0.000 0.000 0.451 0.392 0.335 0.451 0.932 MODAL 3 0.195 0.000 0.149 0.000 0.989 0.987 0.000 0.058 0.000 0.059 0.393 0.451 0.991 MODAL 4 0.054 0.000 0.007 0.000 0.989 0.994 0.000 0.174 0.000 0.001 0.566 0.451 0.992 MODAL 5 0.046 0.005 0.000 0.004 0.994 0.994 0.004 0.001 0.207 0.002 0.568 0.658 0.994 MODAL 6 0.037 0.000 0.000 0.000 0.994 0.994 0.004 0.043 0.000 0.000 0.611 0.658 0.995 MODAL 7 0.033 0.000 0.000 0.893 0.994 0.994 0.897 0.321 0.314 0.000 0.932 0.972 0.995 MODAL 8 0.027 0.000 0.000 0.000 0.994 0.994 0.897 0.029 0.000 0.000 0.961 0.972 0.995 MODAL 9 0.025 0.000 0.000 0.000 0.994 0.994 0.898 0.000 0.003 0.000 0.961 0.975 0.995 MODAL 10 0.023 0.000 0.000 0.072 0.994 0.994 0.969 0.026 0.016 0.000 0.987 0.991 0.995 MODAL 11 0.021 0.000 0.000 0.005 0.994 0.994 0.974 0.002 0.003 0.000 0.989 0.993 0.995 MODAL 12 0.016 0.000 0.000 0.000 0.994 0.994 0.974 0.000 0.000 0.000 0.989 0.994 0.995 MODAL 13 0.016 0.000 0.000 0.000 0.994 0.994 0.974 0.000 0.000 0.000 0.989 0.994 0.995 MODAL 14 0.015 0.000 0.000 0.000 0.994 0.994 0.975 0.000 0.000 0.000 0.989 0.994 0.995 MODAL 15 0.012 0.000 0.000 0.015 0.994 0.994 0.990 0.005 0.000 0.000 0.994 0.994 0.995 MODAL 16 0.012 0.000 0.000 0.000 0.994 0.994 0.990 0.000 0.000 0.000 0.995 0.994 0.995 MODAL 17 0.012 0.000 0.000 0.000 0.994 0.994 0.990 0.000 0.000 0.000 0.995 0.994 0.995
TABLE: Modal Participating Mass Ratios Output
Case Step
Num Period UX UY UZ SumUX SumUY SumUZ RX RY RZ SumRX SumRY SumRZ
Text Unitless Sec Unitless Unitless Unitless Unitless Unitless Unitless Unitless Unitless Unitless Unitless Unitless Unitless
MODAL 18 0.011 0.000 0.000 0.000 0.994 0.994 0.990 0.000 0.001 0.000 0.995 0.994 0.995
MODAL 19 0.010 0.000 0.000 0.000 0.994 0.995 0.990 0.000 0.000 0.000 0.995 0.994 0.995
MODAL 20 0.010 0.000 0.000 0.000 0.994 0.995 0.990 0.000 0.000 0.000 0.995 0.994 0.995
Tabel 3.1.b. Nilai MPMR Abutment TABLE: Modal Participating Mass Ratios Output
Case Step
Num Period UX UY UZ SumUX SumUY SumUZ RX RY RZ SumRX SumRY SumRZ
Text Unitless Sec Unitless Unitless Unitless Unitless Unitless Unitless Unitless Unitless Unitless Unitless Unitless Unitless
MODAL 1 0.312 0.000 0.316 0.000 0.000 0.316 0.000 0.109 0.000 0.645 0.109 0.000 0.645 MODAL 2 0.274 0.993 0.000 0.000 0.993 0.316 0.000 0.000 0.408 0.320 0.109 0.408 0.965 MODAL 3 0.262 0.000 0.675 0.000 0.993 0.991 0.000 0.280 0.000 0.030 0.390 0.408 0.995 MODAL 4 0.062 0.000 0.005 0.000 0.993 0.997 0.000 0.233 0.000 0.001 0.623 0.408 0.996 MODAL 5 0.058 0.004 0.000 0.057 0.997 0.997 0.057 0.020 0.326 0.001 0.643 0.734 0.997 MODAL 6 0.047 0.000 0.000 0.449 0.997 0.997 0.506 0.155 0.152 0.000 0.798 0.886 0.997 MODAL 7 0.037 0.000 0.000 0.470 0.997 0.997 0.976 0.163 0.109 0.000 0.961 0.995 0.997 MODAL 8 0.035 0.000 0.000 0.000 0.997 0.997 0.976 0.029 0.000 0.000 0.990 0.995 0.997 MODAL 9 0.024 0.000 0.000 0.002 0.997 0.997 0.978 0.001 0.001 0.000 0.991 0.996 0.997 MODAL 10 0.018 0.000 0.000 0.001 0.997 0.997 0.979 0.000 0.000 0.000 0.991 0.996 0.997 MODAL 11 0.017 0.000 0.000 0.000 0.997 0.997 0.979 0.000 0.000 0.000 0.991 0.996 0.997 MODAL 12 0.017 0.000 0.000 0.000 0.997 0.997 0.979 0.000 0.000 0.000 0.992 0.996 0.997 MODAL 13 0.014 0.000 0.000 0.014 0.997 0.997 0.993 0.005 0.001 0.000 0.997 0.997 0.997 MODAL 14 0.013 0.000 0.000 0.000 0.997 0.997 0.993 0.000 0.000 0.000 0.997 0.997 0.997 MODAL 15 0.012 0.000 0.000 0.001 0.997 0.997 0.994 0.000 0.000 0.000 0.997 0.997 0.997 MODAL 16 0.012 0.000 0.000 0.002 0.997 0.997 0.995 0.001 0.000 0.000 0.997 0.997 0.997 MODAL 17 0.011 0.000 0.000 0.000 0.997 0.997 0.995 0.000 0.000 0.000 0.997 0.997 0.997 MODAL 18 0.011 0.000 0.000 0.001 0.997 0.997 0.996 0.000 0.001 0.000 0.998 0.998 0.997 MODAL 19 0.010 0.000 0.000 0.000 0.997 0.997 0.996 0.000 0.000 0.000 0.998 0.998 0.997 MODAL 20 0.010 0.000 0.000 0.000 0.997 0.997 0.996 0.000 0.000 0.000 0.998 0.998 0.997
Sehubungan dengan ketentuan SNI 03-1726-2002 Pasal 7.1.1, berdasarkan Tabel 3.1. dan tabel 3.1 di atas dapat di tunjukkan bahwa karakteristik respon dinamik dari Pilar (Pier) ini dominan dalam translasi Arah X pada ragam 2 (98,9%), sedangkan untuk struktur abutment ini dominan dalam translasi arah X pada ragam 2 (99,3%).
III.6.2. Tingkat Daktilitas Struktur
Faktor reduksi gempa dari struktur atas diambil sebesar Rx = 3.5 dan Ry = 3.5 menurut ketentuan SNI 03-1726-2002 Pasal 4.3.4 Tabel 3.
III.6.3. Analisis Ragam Spektrum Respons Struktur Terhadap Gempa
Analisis dinamik struktur terhadap beban gempa dilakukan dengan metode analisis ragam spektrum respons sesuai ketentuan SNI 03-1726-2002 Pasal 7.2.1 dengan faktor keutamaan ditetapkan sebagai I = 1.0 (gedung biasa, Pasal 4.1.2) dan faktor reduksi gempa diambil Rx = 3.5 dan Ry = 3.5 untuk struktur atas sedangkan untuk struktur bawah digunakan overstrength factor f1=1.6 dan f2=0.83+0.17*µ. Dalam analisis ini digunakan respon spectrum gempa sesuai dengan lokasi bangunan dan sesuai dengan kondisi tanah di bawah bangunan, dimana siak termasuk dalam wilayah gempa zona 2 menurut SNI 03-1726-2002, dan dari haril penyelidikan tanah termasuk ke dalam tanah lunak.
Hasil analisis struktur yang dilakukan dengan bantuan program SAP2000v.11 diperoleh gaya geser dasar (Base Shear) sebesar seperti berikut :
Tabel 3.2.a. Nilai Base Shear (Gaya Geser Dasar) Pilar
TABLE: Base Reactions
OutputCase GlobalFX GlobalFY GlobalFZ GlobalMX GlobalMY GlobalMZ
Text KN KN KN KN-m KN-m KN-m
DINX 211.00 196.26 0.96 485.72 513.07 694.17 DINY 211.00 196.26 0.96 485.72 513.07 694.17
Tabel 3.2.b. Nilai Base Shear (Gaya Geser Dasar) Abutment
TABLE: Base Reactions
OutputCase GlobalFX GlobalFY GlobalFZ GlobalMX GlobalMY GlobalMZ
Text KN KN KN KN-m KN-m KN-m
DINX 286.711 234.868 3.851 567.6253 684.0232 769.5274 DINY 286.711 234.868 3.851 567.6253 684.0232 769.5274
III.7. Parameter Dinamik
Berikut ini adalah parameter dinamik yang didapatkan melalui analisa dinamik dengan bantuan Program SAP2000v.11. Dari hasil yang didapatkan Modal Participation Mass Ratio (MPMR) sudah > 90 % pada saat mode 1. hal ini berarti dominasi mode 1 atas mode–mode yang lain terlalu signifikan yang dalam arti awamnya ragam getar struktur jika dikenai gaya gempa nantinya sangat dipengaruhi oleh superposisi bentuk seperti mode 1. Dengan demikian syarat MPMR sudah dipenuhi.
Mode 1 (Translasi Y) Mode 2 (Translasi X)
Mode 3 (Rotasi Z)
III.8. Kekuatan Struktur
Unsur-unsur struktur pada struktur gedung ini direncanakan kekuatannya berdasarkan prinsip-prinsip perencanaan beban dan kuat faktor (load and resistance factor design), yang mana faktor beban diberikan oleh kombinasi pembebanan pada bab III, sedangkan faktor kekuatan menurut ketentuan SNI 03-2847-2002 Pasal 11.3.
Mode 1 (Rotasi Z) Mode 2 (Translasi X)
Mode 3 (Translasi Y)
Adapun besaran gaya dalam dan kontur gaya yang didapatkan untuk setiap bagian elemen dari struktur Dek (Main Trusses, Stringer Beam, Cross Beam), struktur kabel, struktur abutment dan Pilar Jembatan Desa Bigau ini ditampilkan dalam ilustrasi gambar dibawah, sedangkan perhitungan dan hasil penulangan (pembesian) lengkap dapat dilihat pada lampiran perhitungan Math Cad r.14.
A. Pilar 1-2 Jembatan Jembatan Desa Bigau
a) Gaya Dalam Poer (Pile Cap)
Dari sekian banyak kombinasi beban ULS yang diolah untuk memudahkan pencarian gaya dalam yang maximum maka dilakukan penentuan Envelope kontur gaya dengan memanfaatkan fasilitas yang ada pada SAP 2000v.11. Berikut sejumlah envelope kombinasi kontur gaya M11 dan M22.
Dari kontur M11 dan M22 didapatkan nilai maximum M11=70 kN.m dan
M22=110kN.m. Nilai ini akan diperhitungkan untuk mendesain tulangan tarik lentur dan
nilai luas tulangan totalnya (Astot) akan diperoleh dengan menggabungkan tulangan tarik
murni dari gaya F11 (110kN) dan F22 (180kN) ke dalam tulangan tersebut. Detail
perhitungan penulangan tersebut terlampir dengan menggunakan alat bantu program mandiri Math Cad r.14.
M11 (ENV-ULS.1) F11 (ENV-ULS.2) M a x im u m
Gambar 3.11. Momen M11 dan F11
b) Gaya Dalam Side Wall Pilar (Pier)
Gaya dalam yang terjadi pada web abutment dominan merupakan kombinasi gaya aksial (F22) dan momen lentur (M22), secara perilaku hal ini menunjukkan bahwasanya
elemen ini masuk kategori Kolom.
Disain penulangan dilakukan dengan menggunakan bantuan software PCA.COL v.3.0. yang bisa mengeluarkan plotting perhitungan diagram interaksi kolom untuk bentuk regular dan irregular. Input beban disain yang dimasukkan ke PCA.COL hasil olahan analisis SAP2000 v.11 adalah F22=400 kN (aksial) dan M22=100 kN.m (momen). Dan
besaran kontur gaya dalam arah 1-1 adalah F11=170 kN (aksial) dan M11=140 kN.m
(momen).
M22 (ENV-ULS.1) F22 (ENV-ULS.2)
Maximum
Gambar 3.12. Momen M22 dan F22
M22 (ENV-ULS.1) F22 (ENV-ULS.2)
M11 (ENV-ULS) F11 (ENV-ULS)
Maximum
Maximum
Gambar 3.13. Kontur Momen M22
Dari hasil perhitungan yang dilakukan dengan PCA.COL terlihat bahwa titik beban berfaktor terletak di dalam kurva diagram interaksi. Hasil ini mengindikasikan bahwasanya penulangan dan dimensi abutment telah aman dan memenuhi standar kekuatan.
c) Gaya Dalam Pelat Depan (Front Wall) Pilar
Dari hasil analisis SAP2000V.14 yang telah dilakukan dan perhitungan disain dengan bantuan Math Cad r.14 didapatkan momen kombinasi maksimum dalam arah 1-1 sebesar M1-1=35 kN.m dan F11=72 kN , yang menghasilkan penulangan minimum pada
pelat. Begitu juga gaya dalam searah 2-2 menghasilkan nilai kombinasi momen dan aksial sebesar M2-2=3 kN.m dan F2-2= 135kN. Perhitungan selengkapnya dapat dilihat dalam
lampiran.
Gambar 3.15. Diagram Interaksi Web Abutment (PCA.COL) Beban berfaktor
M22 (ENV-ULS)
F22 (ENV-ULS)
Gambar 3.17. Gaya M22 dan F22 Pada Front Wall
M11 (ENV-ULS)
F11 (ENV-ULS)
Maximum
Maximum
d) Gaya Dalam Balok Tumpuan Gelagar Pilar (Bearing Beam)
Analisis yang dilakukan menggunakan SAP2000V.14 dan dari perhitungan disain dengan bantuan Math Cad r.14 mendapatkan momen kombinasi maksimum sebesar M33=118kN.m dan M22=163kN.m serta nilai gaya geser sebesar V22=153kN dan
V33=255kN. Perhitungan selengkapnya dapat dilihat dalam lampiran.
V33 (ENV-ULS)
M22 (ENV-ULS)
Gambar 3.18. Gaya M22 dan V33 Pada Bearing Beam
V22 (ENV-ULS)
M33 (ENV-ULS)
Gambar 3.19. Gaya M33 dan V22 Pada Bearing Beam Maximum
e) Gaya Dalam Spun Pile
Untuk gaya dalam yang terjadi pada spun pile akibat kombinasi beban luar dilakukan filtering dengan menggunakan Envelope gaya dengan memanfaatkan fasilitas yang ada pada SAP 2000v.11. Berikut sejumlah envelope kombinasi kontur gaya M33 = 22,48 kN.m
dan M22 = 27,59 kN.m sedangkan gaya aksial yang terjadi sebesar Pa= 230.9 kN. Dari data
manufaktur kapasitas material dan penampang tiang pancang adalah sebagai berikut, kapasitas aksial ultimate spun pile ∅30 Pu=675 kN, momen ultimate Mu=63 kN.m. seluruh nilai kapasitas penampang dan material ultimate tersebut masih lebih besar dibandingkan dengan beban ultimate yang bekerja.
Gambar 3.21. Momen M2 Spun Pile ULS1 Gambar 3.20. Aksial Spun Pile ULS1
Maximum Maximum
B. Abutment Jembatan Jembatan Desa Bigau
a) Gaya Dalam Pile Cap
Dari sekian banyak kombinasi beban ULS yang diolah untuk memudahkan pencarian gaya dalam yang maximum maka dilakukan penentuan Envelope kontur gaya dengan memanfaatkan fasilitas yang ada pada SAP 2000v.11. Berikut sejumlah envelope kombinasi kontur gaya M11 =40 kN.m dan F11=37 kN serta M22= 39 kN.m dan F22=90 kN.
Gambar 3.23. Kontur Momen ULS F11 dan M11 Maximum
F11 (ENV-ULS)
M11 (ENV-ULS)
Gambar 3.22. Momen M2 Spun Pile ULS1
b) Gaya Dalam Side Wall Abutment
Dari sekian banyak kombinasi beban ULS yang diolah untuk memudahkan pencarian gaya dalam yang maximum maka dilakukan penentuan Envelope kontur gaya dengan memanfaatkan fasilitas yang ada pada SAP 2000v.11. Berikut sejumlah envelope kombinasi kontur gaya M11 =22 kN.m dan F11=175 kN serta M22= 30 kN.m dan F22=135
kN.
Gambar 3.24. Kontur Momen ULS F22 dan M22 Maximum
Gambar 3.25. Kontur Momen ULS M22 dan F22 Maximum
F22 (ENV-ULS)
M22 (ENV-ULS)
F22 (ENV-ULS)
c) Gaya Dalam Front Wall Abutment
Dari sekian banyak kombinasi beban ULS yang diolah untuk memudahkan pencarian gaya dalam yang maximum maka dilakukan penentuan Envelope kontur gaya dengan memanfaatkan fasilitas yang ada pada SAP 2000v.11. Berikut sejumlah envelope kombinasi kontur gaya M11 =20 kN.m dan F11= 109kN serta M22= 38kN.m dan F22=150
kN.
Gambar 3.27. M11 dan F11 Front Wall Abutment
F11(ENV-ULS)
M11 (ENV-ULS)
Gambar 3.26. Kontur Momen ULS M11 dan F11 Maximum
F11(ENV-ULS)
M11 (ENV-ULS)
e) Gaya Dalam Spun Pile
Untuk gaya dalam spun pile akibat kombinasi beban luar dilakukan filtering dengan menggunakan Envelope gaya dengan memanfaatkan fasilitas yang ada pada SAP 2000v.11. Berikut sejumlah envelope kombinasi kontur gaya M33 = 24,66 kN.m dan M22 =
8,79 kN.m sedangkan gaya aksial yang terjadi sebesar Pa=242 kN. Dari data manufaktur kapasitas material dan penampang tiang pancang adalah sebagai berikut, kapasitas aksial ultimate spun pile ∅30 Pu=675 kN, momen ultimate Mu=63 kN.m. seluruh nilai kapasitas penampang dan material ultimate tersebut masih lebih besar dibandingkan dengan beban ultimate yang bekerja.
Gambar 3.29. Momen M3 Spun Pile Amplop ULS
F22(ENV-ULS)
M22 (ENV-ULS)
Gambar 3.28. M22 dan F22 Front Wall Abutment Maximum
Gambar 3.30. Momen M2 Spun Pile Amplop ULS
Gambar 3.31. Aksial Spun Pile Amplop ULS
Maximum
C. Bangunan Atas (Superstructure) Jembatan Jembatan Desa Bigau
a) Gaya Dalam Stringer dan Cross Beam
Untuk keperluan disain cross beam dan stringer beam diperlukan informasi gaya dalam hasil analisis struktur yang dilakukan dengan program SAP2000 V.14. gaya dalam yang berasal dari sejumlah kombinasi pembebanan yang ada disaring dengan menggunakan envelope gaya. Adapun besaran gaya yang menjadi beban ultimate pada cross beam sebesar M33=7,78 kN.m dan V33=13,2 kN. Sedangkan untuk stringer beam sebesar
M33=2,07 kN.m dan V33=2.08 kN
Gambar 3.32. Momen Disain Stringer dan Cross Beam
Gambar 3.34. Geser Disain Stringer Beam Gambar 3.33. Momen Disain Stringer Beam
Maximum
b) Gaya Dalam Main Trusses
Untuk keperluan disain Main Trusses diperlukan informasi gaya dalam hasil analisis struktur yang dilakukan dengan program SAP2000 V.14. gaya dalam yang berasal dari sejumlah kombinasi pembebanan yang ada disaring dengan menggunakan envelope gaya. Adapun besaran gaya yang menjadi beban ultimate pada Main trusses adalah seperti terlihat pada gambar dibawah dan secara detail disajikan dalam lampiran Math Cad R14.
Gambar 3.36. Geser Disain Cross Beam Gambar 3.35. Momen Disain Cross Beam
Maximum
c) Gaya Dalam Phylon
Phylon berperilaku lebih utama seperti elemen kolom (Beam-Column) pada klasifikasi struktur baja. Gaya-gaya disain yang dibutuhkan untuk mendisain phylon merupakan kombinasi gaya aksial dan momen dalam dua arah atau biaxial bending. Untuk keperluan disain Phylon diperlukan informasi gaya dalam hasil analisis struktur yang dilakukan dengan program SAP2000 V.14. gaya dalam yang berasal dari sejumlah kombinasi pembebanan yang ada disaring dengan menggunakan envelope gaya. Adapun besaran gaya yang menjadi beban ultimate pada Phylon adalah seperti terlihat pada gambar dibawah dan secara detail disajikan dalam lampiran Math Cad R14.
Gambar 3.37. Gaya Aksial Disain Main Trusses Maximum
Det-A Det-B
Det-A
Gambar 3.38. Gaya Aksial dan Momen Disain Phylon
Maximum
Maximum
d) Gaya Dalam Kabel Utama
Struktur kabel utama hanya memikul beban aksial saja yang berasal dari transfer beban hanger rod. Hanger rod sendiri memperoleh beban dari cross beam serta main trusses yang merupakan transfer beban berasal dari stringer beam dan deck jembatan. Berikut disajikan besaran gaya yang bekerja pada main wire rope/Strand Rope
Beban maximum yang bekerja pada wire rope sebesar 128 kN, dengan safety factor sebesar 2 maka beban ijin yang bekerja sebesar Pwr=128 kN*2= 256 kN. Dari sejumlah
data manufaktur wire rope dengan diameter 24mm mempunyai nilai breaking load sebesar Pbr=387 kN untuk 6xs(19) IWRC galvanized dan Pbr=363 kN untuk 6x25FW. Dengan
angka aman SF=2 maka gaya ijin yang dimiliki oleh wire rope diameter 24m memenuhi persyaratan.
Gambar 3.39. Gaya Aksial Main Wire/Strand Rope Maximum Det-A
Det-A
Nominal
Diameter Approximate Mass
Minimum Breaking Force Grade 1770 - 6 x 19 to 25 FC 6 x 19 to 25 IWRC 6 x 26 to 49 FC 6 x 26 to 49 IWRC Fibre Core (FC)
Wire Rope Core (IWRC) mm kg/100m kg/100m kg/100m kg/100m kN kN 8 23.0 25.6 23.5 26.2 37.4 40.3 9 29.1 32.4 29.7 33.1 47.3 51 10 35.9 40.0 36.7 40.9 58.4 63 11 43.3 48.4 44.4 49.5 70.7 76.2 12 51.7 57.6 52.8 58.9 84.1 90.7 13 60.7 67.6 62.0 69.1 98.7 106 14 70.4 78.4 71.9 80.2 114 124 16 91.9 102 94.0 105 150 161 18 116 130 119 133 189 204 20 144 160 147 164 234 252 22 174 194 178 198 283 305 24 207 230 211 236 336 363 26 243 270 248 276 395 426 28 281 314 288 321 458 494 32 368 410 376 419 598 645 36 465 518 476 530 757 817 40 574 640 587 654 935 1010 44 695 774 711 792 1130 1220 48 827 922 846 942 1350 1450 52 971 1080 992 1110 1580 1700 56 1130 2250 1150 1280 1830 1980 58 - - - 1390 - 2200 60 1290 1440 1320 1470 - 2270 64 - - - 1730 - 2691 70 - - - 2080 - 3090 75 - - - 2360 - 3622
GALVANISED STEEL WIRE ROPES (HIGHER TENSILES)
e) Gaya Dalam Hanging Rod
Gaya dalam yang bekerja pada hanger rod sebesar 13.85kN (1.4 ton), besaran gaya ini digunakan untuk mendisain dimensi baja bulat yang dibutuhkan sebagai hanger rod. Detail perhitungan hanger rod berikut analisis kekuatan pin hole (eyes), hanger plate dan hanger clamps disajikan dalam lampiran MathCad.
Det-A
Maximum
BAB IV
ANALISIS GEOTEKNIK DAN PONDASI
IV.1. Pendahuluan
Pada laporan ini disajikan perencanaan pondasi untuk Proyek Perencanaan Jembatan Gantung Desa Lubuk Bigau Kec Kampar Kiri Hulu ini di Kota Dumai. Perencanaan analisis pondasi pada proyek ini direncanakan berdasarkan data-data penyelidikan tanah yang dilakukan oleh CV Mamre Nugraha Persada selaku sub konsultan spesialis investigasi geoteknik.
IV.2. Kriteria Desain Pondasi
IV.2.1. Daya Dukung Tiang Tunggal
Pada analisis daya dukung tiang tunggal, pondasi tiang dianggap mampu memberikan daya dukung dengan efisiensi 1. Daya dukung tiang tunggal dibedakan menjadi 3 yaitu daya dukung aksial, daya dukung tarik dan daya dukung lateral.
IV.2.2. Daya Dukung Aksial
Input yang digunakan untuk analisis perhitungan daya dukung aksial diperoleh dari hasil penyelidikan tanah dengan menggunakan sondir. Parameter tanah yang didapatkan dipergunakan untuk menganalisis daya dukung aksial ultimit pondasi tiang.
Daya dukung aksial ultimit pondasi tiang terdiri dari daya dukung ujung tiang (end bearing) dan gaya gesekan selimut tiang (skin friction). Dengan mempergunakan suatu nilai angka keamanan atau safety factor tertentu diperoleh nilai daya dukung ijin (Q allowable). ult all Q Q Safety Factor =
Nilai safety factor yang dipergunakan dalam perhitungan pondasi tiang pancang untuk proyek ini adalah 2.5 untuk daya dukung ujung tiang dan 5 untuk gesekan selimut (skin friction).
IV.2.3. Daya Dukung Tarik
Daya dukung tarik pondasi tiang ditentukan berdasarkan daya dukung aksial pondasi dengan hanya memperhitungkan daya dukung friksi. Daya dukung friksi ultimit ini merupakan daya dukung tarik ultimit dari pondasi.
Daya dukung tarik ijin pondasi tiang memperhitungkan angka keamanan (safety factor) sebesar 5. Sehingga daya dukung tarik ijin pondasi tiang sesuai dengan persamaan berikut:
( )
ult skin friction all tarik
Q Q
Safety Factor
=
IV.2.4. Daya Dukung Lateral
Daya dukung lateral pondasi tiang diperoleh dari kurva “Load vs Deflection” yang diperoleh dari hasil analisis mempergunakan program LPILE dari ENSOFT. Daya dukung lateral izin adalah gaya lateral yang terjadi saat defleksi kepala tiang adalah sebesar 1 cm. Dalam analisis yang dilakukan kondisi kepala tiang diperlakukan sebagai fixed head dan free head. Analisis kepala tiang dilakukan untuk beberapa beban lateral untuk memperoleh kurva “Load vs Deflection”. Di dalam analisis ini tanah diasumsikan sebagai material yang mempunyai hubungan load-deflection yang non-linear, yang direpresentasikan oleh p-y curve.
IV.2.5. Daya Dukung Tiang Tunggal pada Kelompok Tiang
Daya dukung tiang tunggal pada kelompok tiang tergantung pada efisiensinya. Harus diperhitungkan efisiensi tiang tunggal terhadap beban aksial, beban tarik, maupun beban lateral.
IV.2.6. Daya Dukung Tiang Tunggal pada Kelompok Tiang terhadap Beban Aksial Efisiensi untuk daya dukung tiang tunggal pada kelompok tiang terhadap beban aksial diperhitungkan sebagai berikut:
tunggal tiang ultimate tahanan blok ultimate Tahanan Σ = η
Atau dengan menggunakan rumus persamaan converse labarre sebagai berikut :
(
)
(
)
n m 90 m 1 n n 1 m 1 ⋅ ⋅ ⋅ − + ⋅ − ⋅ θ − = η Dengan pengertian :m = Jumlah baris tiang dalam group n = Jumlah kolom tiang dalam group
Φ π = θ − p t 1 S tan 180
IV.2.7. Daya Dukung Tiang Tunggal pada Kelompok Tiang terhadap Beban Tarik
Efisiensi untuk daya dukung tiang tunggal pada kelompok tiang terhadap beban tarik diperhitungkan sebagai berikut:
tunggal tiang tarik ultimate tahanan blok tarik ultimate Tahanan Σ = η
IV.2.8. Daya Dukung Tiang Tunggal pada Kelompok Tiang terhadap Beban Lateral Untuk beban lateral, besar faktor reduksi kekuatan tanah untuk tiang di dalam kelompok tiang, tergantung dari jarak antar tiang, arah yang bekerja dan kedudukan tiang tersebut terhadap tiang-tiang di sekitarnya. Oleh sebab itu, ada 2 tipe faktor reduksi, yaitu “side by side reduction factor” dan “line by line reduction factor”. Rangkuman perhitungan faktor reduksi adalah sebagai berikut:
IV.2.9. Side by side reduction factor
Faktor reduksi ini berlaku untuk tiang-tiang yang terhadap arah gaya berkedudukan tegak lurus terhadap tiang
IV.2.10. Line by line reduction factor
IV.3. Metodologi Analisis tiang tunggal
IV.3.1. Metodologi Analisis Kapasitas Aksial Tekan
Analisis daya dukung ultimit tiang tunggal dilakukan dengan menggunakan persamaan sederhana, dengan menjumlahkan beban yang dipikul pada ujung tiang (end bearing) dan total tahanan gesek antara tiang (total resistance), dengan persamaan sebagai berikut: Qu = Qb + Qs
dimana Qu adalah daya dukung ultimit, Qb adalah tahanan ujung (end bearing), dan Qs adalah tahanan gesek (total resistance).
IV.3.2. Tahanan ujung (end bearing), Qb ditentukan dengan persamaan:
Qb = qb . AP
dimana Qb adalah tahanan ujung (end bearing), qb adalah unit tahanan ujung (unit end
bearing), dan Ap adalah luas tiag pancang.
Unit tahanan ujung (unit end bearing), qb pada tanah lempung (Clay), berdasarkan
Skempton (1951) ditentukan dengan persamaan:
qb = Nc . Cub , qb < 3800 kPa
dimana Nc = 6 [ 1 + 0.2 (L / Bb ) ] 9, Cub adalah rata-rata undrained shear strength
pada tanah lempung pada dasar tiang, L adalah panjang tiang, dan Bb adalah diameter
tiang.
Unit tahanan ujung (unit end bearing), qb pada pasir ditentukan berdasarkan persamaan:
qb = 57.5 * N-SPT : untuk kisaran N-SPT antara 0-75
qb = 4300 kPa : untuk kisaran N-SPT > 75
Dari data sondir dapat digunakan perumusan :
5 JHP K 2 q Qb av ll ⋅ + =
Dengan pengertian :
qav = bacaan konus rata-rata dalam rentang 8.∅p diatas dasar tiang dan 4.∅p
di bawah dasar tiang.
Kll = keliling tiang pancang.
JHP = Jumlah hambatan pelekat.
Tahanan friksi (skin friction), Qs ditentukan berdasarkan persamaan:
Qs =
Σ
fs.p.∆
Ldimana: Qs adalah tahanan friksi total (total resistance), fs adalah unit tahanan gesek
(unit skin resistance), p adalah perimeter tiang pancang, dan
∆
L adalah panjang tiang pancang.Unit tahanan gesek (unit skin friction), fs, pada lempung ditentukan berdasarkan metoda
alpha dengan persamaan:
fs =
α
. Cudimana
α
adalah faktor empiris untuk adhesi, dan Cu adalah undrained shear strength.Unit tahanan gesek (unit skin friction), fs, pada pasir ditentukan berdasarkan metoda betha
dengan persamaan:
fs =
β
.σ
’vdimana
β
= 1.5 – 0.135 z 0.5 , 0.25<β
< 1.2, z adalah kedalaman dibawah permukaan tanah (feet), danσ
’v adalah tegangan vertikal efektif.IV.3.3. Metodologi Analisis Kapasitas Aksial Tarik
Daya dukung tiang pondasi untuk beban aksial tarik ditentukan berdasarkan daya dukung tekan dengan hanya memperhitungkan daya dukung friksi. Analisa daya dukung pondasi tiang untuk beban tarik adalah sebagai berikut:
SF Q Qall(tarik) = s(tarik)
dimana :
Qs (tarik) = daya dukung friksi untuk beban tarik
SF = faktor keamanan = 3
IV.3.4. Metodologi Analisis Kapasitas Lateral
Analisis kapasitas lateral dari ddriven pile dilakukan dengan menggunakan Program Komputer LPILE Plus 4.0 (Ensoft, Inc., 2000). Program computer tersebut membutuhkan masukan data parameter tanah seperti soil modulus subgrade reaction dan soil strain untuk menentukan kapasitas lateral suatu driven pile. Tabel 4.1 dan Tabel 4.2 menunjukkan hubungan parameter-parameter tersebut dengan kuat geser tanah pada kondisi undrained.
Tabel 4.1. Hubungan modulus subgrade reaction dan strain dengan Cu untuk lempung
Consistency cu (kPa) k (kPa/m) εεεε50
Soft 12 – 24 8140 0.02
Medium 24 – 48 27150 0.01
Stiff 48 – 96 136000 0.007
Very Stiff 96 – 192 271000 0.005
Tabel 4.2. Hubungan modulus subgrade reaction dan strain dengan Cu untuk pasir
Relative Density Loose Medium Dense
Submerged Sand 5430 16300 33900
Sand Above Water Table 6790 24430 61000
Daya dukung lateral izin adalah gaya lateral yang terjadi saat defleksi kepala tiang adalah sebesar 1 cm. Dalam analisis yang dilakukan kondisi kepala tiang diperlakukan sebagai fixed head dan free head. Analisis kepala tiang dilakukan untuk beberapa beban lateral
untuk memperoleh kurva “Load vs Deflection”. Di dalam analisis ini tanah diasumsikan sebagai material yang mempunyai hubungan load-deflection yang non-linear, yang direpresentasikan oleh p-y curve.
IV.4. Metodologi Analisis Kapasitas Tiang Tunggal Dalam Kelompok Tiang
Berdasarkan beban pada abutment hasil analisa struktur dapat ditentukan jumlah tiang pancang yang diperlukan untuk menahan beban tersebut. Besarnya daya dukung tiang dalam kelompok tiang tergantung dari jarak antara tiang sehingga ada faktor efisiensi pada tiang tunggal dalam kelompok tiang.
IV.4.1. Daya Dukung Tiang dalam Kelompok Tiang untuk Beban Aksial
Daya dukung tiang tunggal dalam kelompok tiang tergantung dari besarnya efisiensi. Efisiensi kelompok tiang untuk beban aksial dihitung sebagai berikut:
tunggal tiang ultimate tahanan blok ultimate Tahanan Σ = η
IV.4.2. Daya Dukung Tiang dalam Kelompok Tiang untuk Beban Tarik
Daya dukung tiang tunggal dalam kelompok tiang tergantung dari besarnya efisiensi kelompok tiang untuk beban tarik dihitung sebagai berikut:
tunggal tiang tarik ultimate tahanan blok tarik ultimate Tahanan Σ = η
IV.4.3. Daya Dukung Tiang dalam Kelompok Tiang untuk Beban Lateral
Untuk beban lateral, besar faktor reduksi kekuatan tanah untuk tiang dalam kelompok tiang, tergantung dari jarak antar tiang, arah gaya yang bekerja dan kedudukan tiang tersebut terhadap tiang-tiang disekitarnya. Oleh sebab itu, ada 2 tipe faktor reduksi, yaitu side by side reduction factor dan line by line reduction factor.
Analisa efisiensi kelompok tiang untuk beban lateral dilakukan untuk 2 arah pembebanan lateral, yaitu arah x dan arah y yang sesuai dengan arah pembebanan untuk beban gempa. Hasil analisa faktor reduksi p-y digunakan sebesar 50 %.
IV.5. Hasil Analisis Daya Dukung Aksial
Hasil analisis daya dukung aksial berdasarkan parameter yang didapat dari hasil uji penetrasi NSPT terlampir berupa perhitungan dengan bantuan Math Cad r.14. Dari hasil tersebut didapatkan daya dukung tiang tunggal untuk diameter ∅30 cm pada kedalaman 12m adalah sebesar Pu= 1112 kN
IV.6. Hasil Analisis Kapasitas Tarik
Hasil analisis kapasitas tarik tiang pancang ∅30 cm pada kedalaman 12m berdasarkan parameter sondir adalah sebesar Put=458,86 kN
IV.7. Distribusi Beban pada Masing-Masing Pondasi Tiang
Karena tiang pancang dimodelkan terintegrasi dengan abutment pada SAP 2000v.11, maka distribusi beban pada setiap tiang pancang langsung bisa didapatkan untuk setiap variasi envelope pembebanan. Nilai-nilai tersebut dapat dilihat pada tabel dibawah dan angka yang berwarna merah menunjukkan nilai gaya aksial paling maksimum dari seluruh kombinasi beban :
Tabel 4.3.a Daftar distribusi gaya pada tiang pancang dengan kombinasi beban (SLS) Pada Pier
TABLE: Joint Reactions
Joint OutputCase F1 F2 F3 M1 M2 M3 Text Text KN KN KN KN-m KN-m KN-m 158 SLS1 4.859 -0.335 49.398 0.2135 4.8232 0.0011 158 SLS2 10.944 -0.568 75.707 0.3616 10.9847 0.0018 158 SLS3 10.944 -0.568 75.707 0.3616 10.9847 0.0018 158 SLS4 10.944 -0.568 75.707 0.3616 10.9847 0.0018 158 SLS5 10.944 -0.568 75.707 0.3616 10.9847 0.0018 158 SLS6 10.944 -0.568 75.707 0.3616 10.9847 0.0018 158 SLS7 10.944 -0.568 75.707 0.3616 10.9847 0.0018 158 SLS8 10.011 1.119 72.339 -1.3042 10.0361 -0.1648 158 SLS9 11.878 -2.255 79.076 2.0274 11.9332 0.1683 158 SLS10 10.594 14.25 82.616 -14.5655 10.5896 -0.0756 158 SLS11 11.295 -15.387 68.798 15.2888 11.3797 0.0791 158 SLS12 0.464 -1.634 43.155 1.5241 0.3671 -0.0389 158 SLS13 14.868 -1.819 78.751 1.6434 14.9727 -0.038 158 SLS14 0.935 0.915 46.354 -1.0682 0.8352 0.0409 158 SLS15 15.339 0.73 81.95 -0.9489 15.4407 0.0418 158 SLS16 4.956 -4.673 51.882 4.5902 4.933 -0.1317 158 SLS17 6.526 3.825 62.545 -4.0508 6.4932 0.1343
TABLE: Joint Reactions Joint OutputCase F1 F2 F3 M1 M2 M3 Text Text KN KN KN KN-m KN-m KN-m 158 SLS18 9.277 -4.729 62.561 4.626 9.3147 -0.1314 158 SLS19 10.847 3.77 73.223 -4.015 10.8748 0.1345 159 SLS1 4.749 -0.263 53.432 0.1652 4.7539 0.0006155 159 SLS2 10.785 -0.431 70.055 0.2707 10.8849 0.0011 159 SLS3 10.785 -0.431 70.055 0.2707 10.8849 0.0011 159 SLS4 10.785 -0.431 70.055 0.2707 10.8849 0.0011 159 SLS5 10.785 -0.431 70.055 0.2707 10.8849 0.0011 159 SLS6 10.785 -0.431 70.055 0.2707 10.8849 0.0011 159 SLS7 10.785 -0.431 70.055 0.2707 10.8849 0.0011 159 SLS8 9.862 0.142 68.856 -0.2958 9.943 -0.1756 159 SLS9 11.708 -1.004 71.254 0.8372 11.8269 0.1778 159 SLS10 10.444 13.749 83.501 -14.0654 10.4957 -0.0834 159 SLS11 11.126 -14.611 56.609 14.6068 11.2742 0.0856 159 SLS12 0.325 -1.824 53.596 1.7372 0.2779 -0.0417 159 SLS13 14.741 -1.928 66.283 1.8013 14.8941 -0.0406 159 SLS14 0.793 1.234 57.204 -1.3654 0.7448 0.0424 159 SLS15 15.21 1.13 69.891 -1.3014 15.3609 0.0434 159 SLS16 4.824 -5.428 53.827 5.3794 4.8489 -0.1394 159 SLS17 6.385 4.765 65.854 -4.9627 6.4051 0.1408 159 SLS18 9.149 -5.459 57.633 5.3986 9.2338 -0.1391 159 SLS19 10.71 4.734 69.66 -4.9435 10.79 0.1411 160 SLS1 4.644 -0.12 52.194 0.0755 4.6867 -0.0003432 160 SLS2 10.625 -0.183 56.068 0.1151 10.7829 0.00007541 160 SLS3 10.625 -0.183 56.068 0.1151 10.7829 0.00007541 160 SLS4 10.625 -0.183 56.068 0.1151 10.7829 0.00007541 160 SLS5 10.625 -0.183 56.068 0.1151 10.7829 0.00007541 160 SLS6 10.625 -0.183 56.068 0.1151 10.7829 0.00007541 160 SLS7 10.625 -0.183 56.068 0.1151 10.7829 0.00007541 160 SLS8 9.705 -0.747 57.732 0.6661 9.8428 -0.188 160 SLS9 11.545 0.38 54.403 -0.4359 11.7229 0.1882 160 SLS10 10.288 13.336 77.519 -13.614 10.3947 -0.0882 160 SLS11 10.962 -13.702 34.616 13.8442 11.171 0.0884 160 SLS12 0.227 -1.938 58.229 1.9059 0.2131 -0.045 160 SLS13 14.574 -1.939 46.014 1.9035 14.7896 -0.045 160 SLS14 0.695 1.636 62.248 -1.7128 0.6799 0.0447 160 SLS15 15.042 1.635 50.032 -1.7153 15.2564 0.0448 160 SLS16 4.703 -6.108 49.265 6.1269 4.7703 -0.1497 160 SLS17 6.262 5.805 62.661 -5.9356 6.3263 0.1494 160 SLS18 9.007 -6.108 45.601 6.1262 9.1432 -0.1497 160 SLS19 10.566 5.805 58.996 -5.9363 10.6993 0.1494 161 SLS1 4.417 -0.022 42.106 0.0149 4.5421 -0.0004756 161 SLS2 10.332 -0.028 30.06 0.0179 10.5962 0.00006779
TABLE: Joint Reactions Joint OutputCase F1 F2 F3 M1 M2 M3 Text Text KN KN KN KN-m KN-m KN-m 161 SLS3 10.332 -0.028 30.06 0.0179 10.5962 0.00006779 161 SLS4 10.332 -0.028 30.06 0.0179 10.5962 0.00006779 161 SLS5 10.332 -0.028 30.06 0.0179 10.5962 0.00006779 161 SLS6 10.332 -0.028 30.06 0.0179 10.5962 0.00006779 161 SLS7 10.332 -0.028 30.06 0.0179 10.5962 0.00006779 161 SLS8 9.396 -1.708 34.106 1.671 9.6458 -0.196 161 SLS9 11.267 1.651 26.015 -1.6352 11.5466 0.1962 161 SLS10 9.876 12.906 56.262 -13.152 10.1319 -0.0968 161 SLS11 10.787 -12.962 3.859 13.1878 11.0605 0.0969 161 SLS12 0.022 -2.072 55.513 2.0854 0.0816 -0.0455 161 SLS13 14.282 -2.071 12.895 2.0829 14.6051 -0.0473 161 SLS14 0.466 2.021 59.271 -2.0501 0.5332 0.0469 161 SLS15 14.726 2.022 16.653 -2.0526 15.0567 0.0451 161 SLS16 4.495 -6.847 36.211 6.9093 4.6379 -0.1539 161 SLS17 5.975 6.797 48.74 -6.8757 6.1434 0.154 161 SLS18 8.773 -6.847 23.426 6.9086 8.995 -0.1544 161 SLS19 10.253 6.797 35.955 -6.8765 10.5004 0.1535 162 SLS1 4.863 3.134E-11 40.331 -3.091E-11 4.8228 -2.899E-12 162 SLS2 10.955 6.654E-11 60.438 -6.543E-11 10.9858 -6.374E-12 162 SLS3 10.955 6.654E-11 60.438 -6.543E-11 10.9858 -6.374E-12 162 SLS4 10.955 6.654E-11 60.438 -6.543E-11 10.9858 -6.374E-12 162 SLS5 10.955 6.654E-11 60.438 -6.543E-11 10.9858 -6.374E-12 162 SLS6 10.955 6.654E-11 60.438 -6.543E-11 10.9858 -6.374E-12 162 SLS7 10.955 6.654E-11 60.438 -6.543E-11 10.9858 -6.374E-12 162 SLS8 10.955 1.694 60.438 -1.67 10.9858 -0.1559 162 SLS9 10.955 -1.694 60.438 1.67 10.9858 0.1559 162 SLS10 10.939 14.944 63.095 -15.0109 10.9754 -0.0733 162 SLS11 10.971 -14.944 57.78 15.0109 10.9963 0.0733 162 SLS12 0.703 -1.292 35.01 1.3069 0.601 -0.0374 162 SLS13 15.115 -1.292 65.758 1.3069 15.2077 -0.0374 162 SLS14 0.703 1.292 35.01 -1.3069 0.601 0.0374 162 SLS15 15.115 1.292 65.758 -1.3069 15.2077 0.0374 162 SLS16 5.747 -4.307 45.772 4.3562 5.7133 -0.1245 162 SLS17 5.747 4.307 45.772 -4.3562 5.7133 0.1245 162 SLS18 10.071 -4.307 54.997 4.3562 10.0953 -0.1245 162 SLS19 10.071 4.307 54.997 -4.3562 10.0953 0.1245 163 SLS1 4.801 1.039E-11 46.13 -1.033E-11 4.7843 -3.181E-12 163 SLS2 10.876 2.094E-11 58.155 -2.048E-11 10.9379 -6.996E-12 163 SLS3 10.876 2.094E-11 58.155 -2.048E-11 10.9379 -6.996E-12 163 SLS4 10.876 2.094E-11 58.155 -2.048E-11 10.9379 -6.996E-12 163 SLS5 10.876 2.094E-11 58.155 -2.048E-11 10.9379 -6.996E-12 163 SLS6 10.876 2.094E-11 58.155 -2.048E-11 10.9379 -6.996E-12
