BMS Manual Bab 8

BRIDGE DESIGN MANUAL BAGIAN 8 PERENCANAAN PONDASI TIANG

Peraturan Perencanaan Teknik Jembatan Bagian 8

DAFTAR ISI Contents DAFTAR ISI .................................................................................................................................8-i .................................................................................................................................8-i 8.1 METODOLOGI PERENCANAAN .......................................................................................... .......................................................................................... 8-1 8.1.1 Pendahuluan ......................................................... ........................................................................................................ ............................................... 8-1 8.1.2 Pokok-Pokok Perencanaan Tiang ............................................................. .......................................................................... ............. 8-4 8.1.3 Tahapan Perencanaan .......................................................................................... .......................................................................................... 8-4 8.2 TAHAP 1. KAPASITAS AKSIAL DARI TIANG ........................................................................ ........................................................................ 8-5 8.2.1 Kapasitas Aksial Ultimit Dari Tiang Tegak Vertikal ............................................... 8-6 8.2.2

Kapasitas Aksial Tiang Dalam Tanah Non Kohesif. .......................................... 8-8 8.2.2.1 Metode Meyerhof Berdasarkan Data SPT .............................................. 8-8 8.2.2.2 Metode Nordlund ........................................................... ................................................................................... ........................ 8-9

8.2.3

Kapasitas Aksial Tiang Dalam Tanah Kohesif .................................................. 8-38 8.2.3.1 Metode Tegangan Total (Metode ) ..................................................... ..................................................... 8-38

8.2.4 Metode Tegangan Efektif (Metode ) ................................................................ ................................................................ 8-42 8.2.5 Metode Berdasarkan Data CPT /Sondir .............................................................. 8-45 8.2.6 Kapasitas Tiang Pada Tanah Berlapis .................................................................. 8-57 8.2.7 Perhitungan Gesek Dinding Negatif ......................................................... .................................................................... ........... 8-69 8 -69 8.2.7.1 Gesek Dinding Negatif............................................................................ 8-69 8.2.7.2 Pendekatan Tradisonal Untuk Menghitung Gesek Dinding Negatif ...... 8-71 8.2.8 Kapasitas Gaya Angkat Aksial Dari Tiang ............................................................ 8-79 8.2.8.1 Kapasitas Gaya Angkat Aksial Dari Tiang Tunggal .................................. 8-79 8.2.9 Reduksi Kapasitas Aksial Untuk Beban Miring Atau Tiang Miring ...................... 8-84 8.2.10 Kapasitas Ultimit Untuk Pengaruh Kelompok K elompok Tiang ......................................... 8-90 8.2.10.1 Kapasitas Kelompok Tiang dalam Tanah Non Kohesif ......................... 8-92 8.2.10.2 Kapasitas Kelompok Tiang dalam Tanah Kohesif ................................. 8-93 8.2.10.3 Keruntuhan Blok dari Kelompok Tiang ................................................ 8-95 8.3 TAHAP 2. KAPASITAS LATERAL TIANG ............................................................................ ............................................................................ 8-97 8.3.1 Kapasitas Lateral Dari D ari Tiang Tunggal .................................................................. .................................................................. 8-97 8.3.1.1 Metode Perencanaan Kapasitas Lateral ................................................ 8-98 8.3.1.2 Metode Brom ......................................................................................... ......................................................................................... 8-99 8-i


8.3.2 Kapasitas Lateral Dari Kelompok Tiang ............................................................. 8-110 8.4 TAHAP 3. PERKIRAAN PENURUNAN TIANG ................................................................... ................................................................... 8-113 8.4.1 Penurunan Kelompok Tiang Pada Tanah Non Kohesif ..................................... 8-113 8.4.2 Penurunan Kelompok Tiang P ada Tanah Kohesif ............................................. ............................................. 8-114 8.4.3 Penurunan Kelompok Tiang P ada Tanah Berlapis ............................................ ............................................ 8-116 8.5 TAHAP 4. PERHITUNGAN LENDUTAN LATERAL TIANG ................................................. 8-121 8.5.1 Lendutan Lateral Dari Tiang Tunggal ................................................................ ................................................................ 8-121 8.5.2 Pengaruh Kelompok Pada Lendutan Lateral..................................................... 8-125 8.6 TAHAP 5. RENCANA TIANG DAN BALOK PONDASI CAP UNTUK KEAWETAN DAN SYARAT STRUKTURAL BAIK PADA PEMBEBANAN U.L.S .......................................................... .......................................................... 8-126 8.6.1 Keawetan Beton Bertulang ........................................................... ............................................................................... .................... 8-126 8.6.2 Tiang Baja ............................................................... .......................................................................................................... ........................................... 8-126 8.6.3 Kapasitas Tekuk Dari Tiang ............................................................................... 8-127 8.6.4 Rencana Momen Lentur Dan Gaya Geser Dalam Tiang .................................... 8-128 8.6.5 Rencana Balok Pondasi Cap .......................................................... .............................................................................. .................... 8-134 8.6.6 Perkembangan Momen Tiang Dan Kapasitas Geser Pons Pada Balok Pondasi Cap ......................................................................................................................... .................................................................... ..................................................... 8-135 8 -135 8.6.7 Tegangan Tiang Selama Pengangkatan Dan Pemancangan............................ 8-136 DAFTAR PUSTAKA .......................................................................................................... ................................................................................................................ ...... 8-140 8 -140

8-ii


8.1 METODOLOGI PERENCANAAN 8.1.1 Pendahuluan Pada manual ini metode yang digunakan dalam perencanaan pondasi tiang adalah metode analisa statis. Metode analisa statis dapat dikategorikan sebagai metode analitik yang menggunakan sifat-sifat kompresibilitas dan kekuatan tanah untuk penentuan kinerja dan kapasitas tiang. Kapasitas tiang statis dari jumlah tahanan tanah/batuan disepanjang sisi tiang dan pada ujung tiang dapat diperkirakan dari analisa rekayasa geoteknik menggunakan data sbb : 1. Data uji laboratorium untuk menentukan parameter kuat geser tanah dan batuan disekitar tiang 2. Data uji penetrasi standar ( Standard Penetration Test /SPT data) 3. Data uji in-situ ( Cone Penetration Test /CPT / sondir) Tanah dimana pondasi tiang pancang dipasang hampir selalu terganggu. Banyak faktor-faktor yang mempengaruhi derajat ketergangguan meliputi, tipe tanah dan kerapatan, tipe tiang (tiang dengan perpindahan, tiang tanpa perpindahan) dan metode pemasangan tiang yaitu pemancangan (diving), pengeboran ( boring) dan penyemprotan ( jetting). Untuk pondasi tiang pancang, gangguan tanah sangat sulit untuk dihindari. Berikut ini adalah tiga kategori dari fondasi tiang :



Tiang dengan perpindahan besar ( large displacement pile), yaitu tiang pejal atau berlubang dengan ujung tertutup yang dipancangkan kedalam tanah sehingga terjadi perpindahan volume tanah yang relative besar. Contoh : tiang kayu, tiang beton pejal, tiang beton prategang (pejal atau berlubang), tiang baja bulat (tertutup pada ujungnya.



Tiang perpindahan kecil ( small displacement pile), sama dengan tiang pada type pertama cuma volume tanah yang dipindahkan saat pemancangan relative kecil. Contoh : tiang beton berlubang dengan ujung terbuka, tiang beton prategang berlubang dengan ujung terbuka, tiang baja H, tiang baja bulat ujung terbuka, tiang ulir.



Tiang tanpa perpindahan ( non displacement pile), terdiri dari tiang yang dipasang didalam tanah dengan cara menggali atau mengebor tanah. Contoh : Tiang bor yaitu tiang beton yang pengecorannya langsung di dalam lubang hasil pengeboran tanah (pipa baja diletakan dalam lubang dan dicor beton).

Pemilihan pondasi tiang pancang ( Driving Pile) dan pondasi tiang bor ( Bored Pile) masingmasing mempunyai keuntungan dan kerugian sebagai berikut :

8-1


Tabel 8.1 Keuntungan dan Kerugian Beberapa Pondasi Tiang Jenis pondasi

Keuntungan

Kerugian

tiang

  Tiang



pancang

Bahan tiang dapat diperiksa sebelum



dipancangkan

tanah akibat pemancangan dapat menimbulkan

Prosedur pelaksanaan tidak dipengaruhi

masalah

oleh air tanah



Tiang mungkin rusak pada waktu pemancangan

Dapat dipancang sampai kedalaman



Pemancangan sulit jika diameter tiang terlalu

yang dalam

beton



pracetak

Kenaikan permuakaan tanah dan gangguan

Dapat menambah kepadatan tanah

besar



granular

Menimbulkan gangguan suara, getaran dan deformasi tanah yang dapat menimbulkan kerusakan bangunan sekitarnya



Penulangan dipengaruhi oleh tegangan yang terjadi pada waktu pengangkutan dan pemancangan tiang.

 

Panjang tiang dapat disesuaikan dengan

 Tiang pancang



beton cetak

pemancangan dapat merugikan bangunan

Pembesaran ujung tiang dapat

disekitarnya



rekonsolidasi dan berkembangnya gaya gesekan

masalah pengangkatan atau tegangan

dinding negatif pada tiang s ehingga mengurangi

yang timbul akibat pemancangan

daya dukungnya

Tiang dapat dipancang dengan ujung



Pemancangan dapat menyebabkan

yang tertutup hingga tidak dipengaruhi

terangkatnya tiang yang terlebih dahulu

air tanah

dipasang

Gangguan suara dan getaran dapat tertentu

tempat

Gangguan tanah dapat menyebabkan

Penulangan tidak dipengaruhi oleh



Mutu beton tidak dapat diketahui setelah selesai pemasangan

direduksi dengan menggunakan cara

di

Kenaikan permukaan tanah akibat

kondisi tanah menambah daya dukung







Mutu beton dapat berkurang akibat pengaruh air pada penarikan pipa selubung



Panjang tiang terbatas oleh gaya tarik maksimum yang dapat dilakukan pada waktu menarik pipa selubung



Tiang tidak dapat dipancang dengan diameter yang besar



Pemancangan menimbulkan suara keras, getaran yang timbul dan deformasi tanah dapat membahayakan bangunan disekitarnya.

    Tiang bor (Bored pile)



Tidak ada resiko kenaikan muka tanah Kedalaman tiang dapat divariasikan Tanah dapat diperiksa dan dicocokan dengan data laboratorium Tiang dapat dipasang sampai kedalaman yang dalam dengan diameter besar, dan dapat dilakukan pembesaran ujung bawah jika tanah dasar berupa lempung atau batu lunak Penulangan tidak dipengaruhi oleh tegangan pada`waktu pengangkutan dan pemancangan









Pengeboran dapat mengakibatkan gangguan kepadatan bila tanah berupa pasir atau tanah yang berkerikil Pengecoran beton sulit bila dipengaruhi air tanah karena mutu beton tidak dapat dikontrol dengan baik Air yang mengalir kedalam lubang bor dapat mengakibatkan gangguan tanah sehingga mengurangi kapasitas dukung tanah terhadap tiang Pembesaran ujung bawah tiang tidak dapat dilakukan jika tanah berupa pasir

Catatan : Pondasi tiang bor lebih cocok untuk tanah yang stabil dan kaku seperti tanah kohesif

8-2


Tabel Korelasi Jika pengujian laboratorium tidak dilakukan dan data yang ada hanya data N-SPT maka untuk memperkirakan nilai parameter tanah dapat digunakan table korelasi seperti Tabel 8.2 (untuk tanah non kohesif) dan Table 8.3 (untuk tanah kohesif).

Tabel 8.2. Nilai empiris untuk , Dr dan berat volume dari tanah non kohesif/ berbutir berdasarkan nilai N koreksi (N’) (Menurut Bowles, 1977) Sangat

Deskripsi

lepas

Lepas

Sedang

Padat

Sangat Padat

Relatif density (Dr)

0-0.15

0.15-0.35

0.35-0.65

0.65-0.85

0.85-1.00

Nilai N’-SPT koreksi

0-4

4-10

10-30

30-50

> 50

25-30

27-32

30-35

35-40

38-43

11.0-15.7

14.1-18.1

17.3-20.4

17.3-22

20.4-23.6

Perkiraan sudut geser o

dalam,  ( ) Perkiraan berat volume 3

tanah,  (kN/m )

Cheney dan Chassie (1993), menganjurkan tahanan gesek ultimit dengan mengabaikan gayagaya pengunci partikel. Untuk perhitungan tahananan gesek dinding tiang pada endapan kerikil : o

a. Sudut geser dalam ( ) maksimum 32 untuk kerikil yang terdiri dari partikel bulat yang lunak o

b. Sudut geser dalam ( ) maksimum 36 untuk kerikil yang terdiri dari partikel bersudut yang keras.

Tabel 8.3. Nilai empiris untuk kuat tekan bebas (q u) dan konsistensi dari tanah kohesif berdasarkan N koreksi (N’) (Menurut Bowles, 1977) Konsistensi qu (kPa) Nilai N-SPT koreksi (N’) 3 (sat) (kN/m )

Sangat

Lunak

Sedang

Kenyal

Sangat kenyal

Keras

0-24

24-48

48-96

96-192

192-384

>384

0-2

2-4

4-8

8-16

16-32

>32

15.8-18.8

15.8-18.8

17.3-20.4

18.8-22

18.8-22

18.8-22

lunak

Catatan : Nilai korelasi tidak dapat diandalkan. Penggunaan hanya untuk perkiraan awal.

Faktor Aman Analisa statis menghasilkan kapasitas tiang ultimit. Untuk memperoleh kapasitas izin tiang (beban rencana tiang/ beban kerja) maka kapasitas ultimit tiang dibagi dengan faktor aman tertentu. Tujuan memberikan faktor aman adalah : a. Untuk memberikan keamanan terhadap ketidakpastian metode hitungan yang digunakan. 8-3


b. Memberikan keamanan terhadap variasi kuat geser dan kompresibilitas dari tanah c.

Meyakinkan bahwa bahan tiang cukup aman mendukung beban yang bekerja

d. Untuk meyakinkan bahwa penurunan total yang terjadi pada tiang tunggal atau kelompok tiang masih dalam batas-batas toleransi e. Untuk meyakinkan bahwa penurunan tidak seragam diantara tiang-tiang masih dalam batas-batas toleransi. Berikut ini adalah faktor aman yang dianjurkan berdasarkan metode kontrol konstruksi

Tabel 8.4 Faktor aman yang dianjurkan berdasarkan metode kontrol konstruksi Metode Kontrol Konstruksi Uji beban statis (ASTM D-1143) dengan analisa persamaan gelombang Uji dinamis (ASTM D-4945) dengan analisa persamaan gelombang

Faktor aman (FS) 2 2.25

Tiang indikator dengan analisa persamaan gelombang

2.5

Analisa persamaan gelombang

2.75

Formula dinamis

3.5

8.1.2 Pokok-Pokok Perencanaan Tiang Walaupun tidak terdapat pemisahan tegas antara bangunan bawah dan fondasi, bagian ini terutama dipusatkan pada fondasi. Pokok perencanaan fondasi tiang yang mendukung bangunan bawah jembatan dinyatakan sebagai berikut : a. Bahan tiang harus mempunyai keawetan memadai untuk pemakaian yang dipilih. b. Pada aksi dari pembebanan keadaan batas ultimit :



Harus terdapat cukup ketahanan dari tanah pendukung.



Tiang-tiang harus mempunyai kekuatan memadai.



Struktur harus mempunyai kekuatan memadai atau hubungan harus cukup baik sehingga mencegah keruntuhan akibat gerakan pondasi.

c.

Pada pembebanan keadaan kelayanan, penurunan dan lendutan lateral dari pilar dan pangkal yang didukung :



Tidak boleh membuat jembatan tidak layak digunakan.



Tidak boleh menimbulkan masyarakat khawatir



Tidak boleh banyak mengurangi umur layanan jembatan

8.1.3 Tahapan Perencanaan Tahap perencanaan yang diuraikan dalam Table 8.5 akan memberikan suatu pendekatan sistematik untuk mencapai perencanaan tersebut di atas. Pemilihan denah dan dimensi balok pondasi tiang-cap serta analisa rancangan untuk kombinasi beban rencana dibahas dalam 8-4


bagian 8.2 dan 8.3. Cara perhitungan bertahap di bawah ini menggunakan dimensi tersebut dan hasil analisa untuk memeriksa bahwa pondasi tiang akan menjadi awet, stabil, layak dan mempunyai kekuatan memadai. Bila salah satu tahap dalam perhitungan mengungkapkan bahwa dimesi pondasi kurang memadai, maka dimensi tersebut harus diperbaiki dan struktur dianalisa kembali sesuai dasar-dasar dalam bagian 8.2. Hasil-hasil baru tersebut kemudian diperiksa ulang apakah cukup memadai, seperti diuraikan dibawah.

Tabel 8.5. Tahapan perencanaan tiang Tahap 1

Rencanakan panjang tiang dan penampang sehingga tanah memberikan kapasitas aksial ultimit.

Tahap 2

Periksa apakah rencana kapasitas beban lateral ultimit memelebihi rencana pembebanan lateral ultimit

Tahap 3

Periksa apakah penurunan vertikal (dan perbedaan penurunan ) tidak akan menyebabkan keruntuhan dalam struktur tipe monolitik bersatu, akibat pembebanan keadaan U.L.S. dan tidak membuat jembatan tidak layak digunakan pada keadaan beban S.L.S. Lihat Bagian 8.4. Umumnya pemeriksaan penurunan hanya diperlukan bila dikhawatirkan akan terjadi penurunan besar akibat tanah pondasi lemah. Periksa apakah lendutan lateral tidak menyebabkan keruntuhan dalam

Tahap 4

struktur tipe monolitik bersatu, akibat pembebanan keadaan U.L.S. dan tidak melebihi nilai-nilai yang wajar untuk semua tipe struktur pada keadaan beban S.L.S. Lihat Bagian 8.5. Umumnya pemeriksaan lendutan lateral hanya diperlukan pada tipe jembatan yang monolitik tidak bersatu, bila dikhawatirkan akan terjadi perpindahan lateral besar akibat tanah lemah atau lepas sekitar bagian atas tiang.

Tahap 5

Periksa stabilitas keseluruhan untuk pondasi tiang bila kelompok tiang berada pada lereng tinggi dan terjal.

Tahap 6

Rencanakan tiang dan balok pondasi (cap) untuk keawetan dan syarat struktural baik. Untuk semua kombinasi beban U.L.S. Periksa tegangan pada pengangkatan dan pelaksanaan pemancangan untuk tipe tiang pancang.

8.2 TAHAP 1. KAPASITAS AKSIAL DARI TIANG Pokok perencanaan untuk keadaan beban U.L.S ( Ultimate Limite State) adalah bahwa kapasitas aksial ultimit tiang (Q u) harus melebihi beban aksial U.L.S. yang bekerja (S) yaitu Q u  S

8-5

(8.1)


8.2.1 Kapasitas Aksial Ultimit Dari Tiang Tegak Vertikal Jika tiang mengalami pembebanan tekan, maka ada tiga cara untuk menahan beban tersebut (Gambar 8.1) yaitu dengan mengerahkan : Tahanan gesek dinding tiang (R s), dimana beban ditahan oleh gesekan dalam tanah non



kohesif atau adhesi dalam tanah kohesif.



Tahanan ujung tiang (R t) dimana beban ditahan pada dasar tiang



Kombinasi dari tahanan gesek dinding tiang dan tahanan ujung tiang (Q u). Q u

Tanah lunak

Rs

D

Q u

Q u

Tanah lunak

D

D

Tanah lunak

Rs

Lapisan Tanah keras Batuan

Rt

DB

Rt

Gambar 8.1. Komponen dalam tahanan tiang Nilai kapasitas ultimit tiang (Q u) dapat ditentukan dengan persamaan sbb : Q u

 Rs  R t

(8.2)

Atau Q u

 f s A s  qt A t  f s

Cd

d  qt A t

(8.3)

Dimana Rs

adalah tahanan gesek ultimit (kN)

Rt

adalah tahanan ujung ultimit (kN)

f s

adalah tahanan gesek dinding tiang persatuan luas (kPa)

qt

adalah tahanan ujung tiang persatuan luas (kPa)

As

adalah luas selimut tiang (m )

At

adalah luas ujung tiang (m )

Cd

adalah keliling tiang pada kedalaman d (m)

d

adalah panjang dari segmen tiang (m)

2

2

8-6


Dalam analisa statis, suatu kedalaman pemancangan tiang coba-coba dipilih dan kapasitas ultimit tiang (Q u) dihitung. Kapasitas ultimit maliputi perhitungan tahanan tanah dari seluruh lapisan (Gambar 8.2), yang meliputi tahanan gesek dinding tiang pada lapisan yang rentan terhadap gerusan (Rs1), tahanan gesek dinding tiang pada lapisan lempung lunak yang tidak sesuai (Rs2) dan tahanan gesek dinding tiang pada material pendukung yang sesuai (R s3) serta tahanan ujung tiang (R t), atau : Q u

 Rs1  Rs2  Rs3  Rt

(8.4)

Q u

D

Rs1

Lapisan 1 Pasir (mengalami gerusan)

Rs2

Lapisan 2 Lempung lunak (tidak sesuai)

Rs3

Rt

Lapisan 3 Material pendukung yang sesuai

Gambar 8.2. Faktor aman untuk profil tanah Beban rencana atau beban izin (Q a), adalah jumlah dari tahanan gesek dari material pendukung yang sesuai dibagi dengan faktor aman (Tabel 8.3). Q a dapat dihitung dalam bentuk persamaan sbb :

Q a

Q u



FS



Rs  Rt FS

(8.5)

Untuk profil tanah seperti pada Gambar 8.2 maka beban rencana dapat dihitung sebagai berikut :

Q a



R s3  R t

8-7

FS



R s3  R t 2

(8.6)


8.2.2

Kapasitas Aksial Tiang Dalam Tanah Non Kohesif.

8.2.2.1 Metode Meyerhof Berdasarkan Data SPT 

Tahanan ujung persatuan luas dari tiang, q t (kPa) untuk tiang yang dipancangkan di kedalaman DB pada tanah non kohesif (pasir dan kerikil) bedasarkan metode Meyerhof dapat diambil sebagai berikut : '

qt



' 400 No



40 NB

'

 40 No

DB

b

'

 400 NB

(8.7)

dimana : b

adalah lebar tiang atau diameter tiang (m)

DB

adalah kedalaman penanaman tiang pada lapisan pendukung (m)

'

No

adalah nilai N’-SPT koreksi rata-rata dari lapisan di atas lapisan pendukung

' NB

adalah nilai N’-SPT koreksi rata-rata dari lapisan pendukung '

Nilai batas dari 400 NB dicapai ketika kedalaman tiang pada lapisan pendukung 10 x diameter tiang. Persamaan di atas diterapkan ketika dasar tiang berada dekat dengan antarmuka (interface) dari dua lapisan dengan lapisan tanah lunak berada di atas lapisan pendukung. Untuk tiang pancang yang berada pada tanah non kohesif seragam, maka tahanan ujung tiang dapat dihitung sbb : '

qt



40 NB DB b

'

 400 NB

(8.8)

Nilai N-SPT koreksi (N’) berdasarkan pengaruh tegangan vertikal efektif akibat berat sendiri dapat dihitung sbb : '

N

 CN N

(8.9)

Yang mana

CN

  40    0.77 log 10   0 . 021 p  o    

dan CN < 2

Dimana : po

8-8

adalah tegangan overburden efektif

(8.10)


'

Nilai NB dihitung dengan merata-ratakan nilai N’ pada zone 3 x diameter di bawah dasar tiang. Faktor koreksi (CN) dapat juga ditentukan dari grafik berikut ini :

Gambar 8.3. Grafik untuk nilai N koreksi pada pasir akibat pengaruh tegangan overburden efektif



Tahanan gesek rata-rata persatuan luas dari dinding tiang, f s (kPa) untuk tiang yang dipancangkan pada tanah non kohesif menurut Meyerhof (1976) dapat diambil sbb : 

Untuk tiang dengan perpindahan (tiang pipa ujung tertutup dan tiang beton pracetak) dalam kPa :

f s 

 2 N'  100 kPa

(8.11)

Untuk tiang tanpa perpindahan (tiang baja H, tiang bor cetak ditempat), dalam kPa :

f s

 N'  100 kPa

(8.12)

8.2.2.2 Metode Nordlund 

Tahanan gesek persatuan luas dari dinding tiang (f s) dalam kPa untuk metode Nordlund diambil sbb :

f s

 K CF pd

sin    cos 

dimana : K CF

8-9

adalah koefisien tekanan tanah lateral pada titik tengah dari lapisan tanah (lihat Gambar 8.5 s/d Gambar 8.8) adalah faktor koreksi untuk K ketika   f dari Gambar 8.9

(8.13)


pd δ ω

adalah tegangan overburden efektif pada titik tengah dari kedalaman increment d (kPa) o adalah sudut gesek antara tiang dengan tanah ( ) (Gambar 8.4) o adalah Sudut tiang lancip dari sumbu vertikal ( )

a. b. c. d. e. f. g.

Tiang ujung pipa tertutup dan bagian tabung tak lancip Tiang kayu Tiang beton pracetak Tiang Raymond (tiang lancip bergelombang)) Tiang Raymond (tiang lancip tidak bergelombang/seragam) Tiang Profil H Tiang ujung pipa tertutup dan bagian tabung lancip

Gambar 8.4. Hubungan antara δ/φ dengan volume tanah yang dipindahkan (V) untuk variasi tipe tiang (Nordlund, 1979)

8-10


Gambar 8.5. Kurva rencana untuk mengevaluasi nilai K δ untuk tiang dengan φf = 25o (Hannigan et al., 2006 after Nordlund, 1979)


8-11




Gambar 8.9. Faktor koreksi untuk K δ dimana δ ≠ φf (Hannigan et al., 2006 after Nordlund, 1979)



Tahanan ujung tiang persatuan luas (q p) dalam kPa dengan metode Nordlund/ Thurman diambil sbb : qt 8-12

  t N'q p t

(8.14)


dimana :

f

adalah faktor tidak berdimensi diambil dari Gambar 8.10

N’q

adalah faktor daya dukung dari Gambar 8.11

pt

adalah tegangan overburden efektif pada ujung tiang (kPa)

Gambar 8.10. Koefisien t (Hannigan et al., 2006 modified after Bowles, 1977)

Gambar 8.11. Faktor kapasitas dukung, N′q (Hannigan et al., 2006 modified after Bowles, 1977)

8-13


Gambar 8.12. Hubungan antara tahanan dasar tiang persatuan luas maksimum dengan sudut geser dalam () untuk tanah non kohesif (Meyerhof, 1976) Dengan memasukan persamaan (8.13) dam (8.14) ke persamaan (8.3) maka kapasitas ultimit dari tiang (Q u) menurut Metoda Nordland dapat dihitung sbb : dD

Q u



K d 0



CF pd

si n    cos 

C d d   t N'q p t A t

(8.15)

Dimana d

adalah kedalaman (m)

D

adalah panjang penanaman tiang (m)

Cd

adalah keliling tiang pada kedalaman d (m)

d

adalah panjang dari segmen tiang (m)

At

adalah luas ujung dasar tiang (m )

2

Untuk suatu penampang melintang seragam dari tiang (  = 0) dan panjang penanaman tiang (D) dilakukan pada lapisan tanah yang memiliki sudut gesek dalam ( ) dan berat volume efektif yang sama, maka persamaan Nordlund menjadi : Q u

 K  CF p d sin C d D   t N'q p t A t

(8.16)

Nilai sudut geser dalam ( ) sangat berpengaruh pada perhitungan dengan metode Nordlund. Jika data uji laboratorium tidak ada maka nilai  dapat diperkirakan dari nilai N’ SPT koreksi. Gambar 8.3 harus digunakan untuk mengkoreksi nilai N-SPT lapangan. Nilai N’-SPT koreksi kemudian digunakan pada Tabel 8.1 untuk memperkirakan nilai sudut geser dalam ( ).

Contoh 8.1. (Tanah Non Kohesif) Suatu fondasi tiang pancang memikul beban aksial ultimit struktur sebesar 1,000 kN 8-14


Tentukan luas penampang tiang yang sesuai dan panjang tiang (D), hasil investigasi tanah diberikan pada gambar di bawah ini :

1m

D

Pasir N’-SPT rata-rata = 25 3 =18 kN/m 3 sat = 20 kN/m

Gambar 8.13. Profil tanah Contoh 8.1 Cara Perhitungan : Cara 1. Perhitungan Kapasitas Tiang Aksial Statis dengan Metode SPT Meyerhof Untuk profil tanah seperti yang diperlihatkan pada Gambar 8.13, perhitungan kapasitas aksial dari tiang menggunakan metode SPT Meyerhof. Panjang tiang yang dicoba D = 13 m, 2

penampang tiang beton pracetak berukuran 0.35 x 0.35 m .

Sub Tahap 1. Hitung tegangan overburden efektif (p o) sbb : Pada z =0,

po

  '  z  18  0  0

Pada z =0.5 m,

po

  '  z  18  0.5  9 kPa

Pada z =1 m,

po

 18 1  18 kPa

Pada z =7,

po

13  1   18  20  9.81     79.14  2 

Pada z =13,

po





 12

18  20  9.81





kPa

140.28 kPa

'

Sub Tahap 2. Hitung nilai N’-SPT rata-rata ( N ) untuk setiap lapisan tanah Pada soal ini nilai N’-SPT rata-rata disepanjang tiang yang tertanam kedalam tanah adalah sbb : '

N

 25

8-15


Sub Tahap 3. Hitung tahanan gesek dinding tiang persatuan luas, f s (kPa) untuk setiap lapisan tanah menggunakan persamaan (8.11) untuk tiang pancang dengan perpindahan sbb :

f s

 2 N'  100 kPa

f s

 2  25  50 kPa  100 kPa

Sub Tahap 4. Hitung tahanan gesek ultimit, Rs (kN) dengan menggunakan persamaan (8.3) Rs

 f s  As  f s  Cd  d

Rs

 50 kPa 4  0.35 m13m  910kN '

Sub Tahap 5. Hitung nilai N’-SPT rata-rata pada lapisan pendukung NB Tanah dekat ujung tiang adalah tanah pasir homogen maka nilai N’ -SPT rata-rata pada lapisan '

pendukung adalah NB  25

Sub tahap 6. Hitung tahanan ujung tiang persatuan luas, q t (kPa) gunakan persamaan (8.8) 40  25  13

qt



qt

 37,143 kPa  10,000 kPa

0.35

 400 25

Gunakan qt = 10,000 kPa

(Nilai terendah)

Sub Tahap 7. Hitung tahanan ujung ultimit (Rt) Rt

 qt  A t  10,000

kPa 0.35 m 0.35 m  1,225kN

Sub Tahap 8. Hitung kapasitas ultimit tiang, Q u (kN) Q u

 Rs  R t  910kN 1,225kN  2,135kN

Sub Tahap 9. Hitung beban izin rencana tiang, Q a (kN) Faktor aman harus dipilih berdasarkan metode kontrol konstruksi yang diperlukan. Untuk analisa statis dianjurkan menggunakan faktor aman pada rentang 2 – 4, metoda analisa statis menganjurkan faktor keamanan 3. Sehingga beban izin rencana tiang (Q a) adalah :

8-16


Q a



Q u FS



2,135 kN 3

 711.7 kN  1,000 kN

Nilai beban izin rencana tiang lebih kecil dari beban luar yang bekerja sehingga dimensi tiang harus diperbesar.

Cara 2. Perhitungan Kapasitas Aksial Tiang Statis dengan Metode Norlund Untuk profil tanah seperti pada Gambar 8.13, maka perhitungan kapasitas aksial dengan menggunakan metode Norldlund mengikuti tahap-tahap berikut ini :

Sub Tahap 1. Menggambarkan profil tanah kedalam lapisan dan menentukan sudut geser dalam () untuk setiap lapisan. Hitung tegangan overburden efektif (p o) dari hasil perhitungan Cara 1 Sub Tahap 1. Gunakan nilai N’-SPT rata-rata untuk setiap lapisan tanah untuk memperkirakan nilai sudut geser dalam () dari Table 8.1. Untuk N

'

 25

o   = 35

Sub Tahap 2. Tentukan , merupakan sudut gesek antara tiang dengan tanah berdasarkan pada nilai volume tanah yang dipindahkan (V) dan sudut geser dalam tanah ( ) a. Hitung volume tanah yang dipindahkan (V) persatuan panjang tiang. Karena penampang o

melintang tiang seragam maka  = 0 . V  0.35 0.35 1 m / m  0.1225m3 / m Untuk penampang melintang tiang yang tidak seragam maka   0. Tiang harus dibagi menjadi beberapa bagian dan volume setiap bagian harus dihitung. 3

b. Berdasarkan nilai V = 0.1225 m /m maka dengan menggunakan Gambar 8.4 untuk tiang beton pracetak (kurva c) didapatkan nilai / = 0.825 c.

Hitung  dari rasio / o o  = 0.825 (35 ) = 28.875

Sub Tahap 3. Tentukan koefisien tekanan tanah lateral (K) untuk setiap sudut geser dalam () Penentuan nilai K  untuk sudut  berdasarkan pada nilai V dan nilai , menggunakan Gambar 8.7. Diketahui bahwa sudut lancip tiang ( ) = 0 Untuk Lapisan 1 : 8-17

o


o

3

Untuk  =35 dan V = 0.1225 m /m 3

Untuk V = 0.093 m /m

K = 1.75

3

Untuk V = 0.1225 m /m

K =

Untuk V = 0.93 m3/m

K = 2.35 o

Kemudian gunakan log interpolasi linier untuk menentukan nilai K  untuk  = 35 dan V = 3

0.1225 m /m 3

Hasil log interpolasi linier untuk V = 0.125 m /m adalah :

K

 1.75 

log0.1225  log0.093 log0.93  log0.093

2.35  1.75  1.82

Sub tahap 4. Tentukan Faktor Koreksi (CF) untuk diterapkan pada K jika   0 Gunakan Gambar 8.9 untuk menentukan faktor koreksi untuk setiap K . Masukan nilai  dan nilai / = 0.825 pada gambar untuk menentukan nilai C F. Untuk  = 35

o



CF = 0.92

Sub tahap 5. Hitung tegangan overburden efektif rata-rata pada bagian tengah setiap lapisan tanah, pd (kPa). Tegangan overburden efektif pada titik tengah setiap lapisan tanah adalah sama dengan tegangan efektif rata-rata dari lapisan 1 tersebut. Karena tegangan overburden overburden efektif tidak linier pada lapisan 1 , maka lapisan ini haru dipisahkan pada lokasi muka air tanah kedalam lapisan 1a dan lapisan 1b. Tegangan efektif overburden rata-rata kemudian dihitung pada titik tengah dari setiap lapisan. Lapisan 1a :

pd1a = 9 kPa

(titik tengah dari lapisan 1a pada kedalaman 0.5 m)

Lapisan 1b :

pd1b = 79.14 kPa (titik tengah dari lapisan 1b pada kedalaman 7 m)

Sub Tahap 6. Hitung tahanan gesek dinding dinding tiang pada setiap lapisan. Jumlah tahanan gesek dinding tiang dari setiap lapisan tanah untuk memperoleh tahanan gesek ultimit, R s (kN) Rs

 K CF pd sin  Cd D

(Untuk penampang melintang tiang seragam)

Dimana Cd = (4) (0.35 m) = 1.4 m Lapisan 1a :

Rs1a = 1.82 (0.92) (9 kPa) (sin 28.875o) (1.4 m) (1 m) = 10.19 kN

Lapisan 1b :

Rs1b = 1.82 (0.92) (79.14 kPa) (sin 28.875 ) (1.4 m) (12 m) =1,075 kN

Total

Rs = Rs1a +Rs1b

8-18

:

o


= 10.19 kN + 1,075 kN = 1,085.2 kN

Sub Tahap 7. Koefisien t dan faktor daya dukung (N’ q) dari sudut geser dalam ( ) dekat ujung tiang. Karena nilai  tidak disediakan oleh uji laboratorium atau data in-situ, maka nilai  dapat diestimasi dengan menggunakan Tabel 8.2 menggunakan nilai N’-SPT N’-SPT terkoreksi rata-rata pada zone 3 x Diameter di bawah ujung tiang (1.05 m). Tanah dekat ujung tiang adalah pasir padat dan kerikil. '

N toe  25  toe = 35o a. Masukan nilai  dekat ujung tiang pada Gambar 8.10 untuk menentukan koefisien t berdasarkan pada rasio panjang tiang (D) terhadap diameter (d)

D b



13 m 0.35 m

 37.14 m o

Untuk toe = 35 dan D/b = 37.14 

t = 0.65

b. Masukan nilai  dekat ujung tiang untuk menentukan N’ q (Gambar 8.11) o

Untuk toe = 35 

N’q = 65

Sub Tahap 8. Hitung tegangan overburden efektif pada ujung tiang, p t (kPa) Tegangan overburden efektif pada ujung tiang harus dibatasi maksimum 150 kPa. Tegangan overburden efektif pada ujung tiang, p t sudah dihitung sebelumnya yaitu sebesar 140.28 kPa: Pt = 140.28 kPa < 150 kPa

 OK

Sub Tahap 9. Hitung tahanan ujung ultimit, R t (kN) a. Hitung Rt : Rt

  t N'q p t

At

kPa 0.35 m 0.35 m  726 kN  0.65 65 140.28 kPa

b. Batasan Rt = qL At Dengan menggunakan sudut geser dalam estimasi ( ) dan Gambar

8.12 maka

didapatkan nilai tahanan ujung ultimit persatuan luas (q L) sebesar 5,000 kPa, sehingga tahanan ujung ultimit adalah : 8-19


Rt = 5,000 kPa (0.35 m) (0.35 m) = 612 kN c.

Ambil nilai terendah dari dua nilai R t yang diperoleh dari langkah a dan b Rt = 612 kN

kapasitas tiang ultimit, Q u (kPa) Sub tahap 10. Hitung kapasitas Q u = Rs + Rt = 1,085.2 kN + 612 kN =1,697.2 kN < 2,000 kN Perhitungan kapasitas ultimit dengan dengan metode Nordlund kurang kurang dari beban aksial ultimit dari struktur sebesar 2,000 kN, maka diperlukan kedalaman pemancangan tiang yang lebih panjang untuk mencapai kapasitas 2,000 kN

Sub Tahap 11. Hitung beban izin rencana, Q a (kN) Dalam metoda analisa statis dianjurkan menggunakan faktor keamanan 3. Sehingga beban izin rencana tiang (Q a) adalah :

Q a



Q u FS



1,697,2 kN 3

 565.7 kN  1,000 kN

Nilai beban izin rencana tiang lebih kecil dari beban luar yang bekerja sehingga dimensi tiang harus diperbesar.

Cara 3. Perhitungan Kapasitas Aksial Aksial Tiang Statis dengan Metode Tegangan Efektif Untuk profil tanah seperti pada Gambar 8.13, maka perhitungan kapasitas aksial dengan menggunakan metode tegangan efektif mengikuti tahap-tahap berikut i ni : menentukan sudut geser geser Sub Tahap 1. Menggambarkan profil tanah kedalam lapisan dan menentukan dalam () untuk setiap lapisan. a. Tentukan tekanan overburden efektif, p o pada titik tengah dari setiap lapisan Profil tanah disepanjang tiang yang tertanam digambarkan kedalam 1 lapisan dengan ketebalan yang dicoba dicoba 13 m. Karena tegangan overburden overburden efektif tidak linier karena adanya muka air pada lapisan tersebut maka lapisan ini harus dibagi menjadi lapisan 1a dan lapisan 1b. Tegangan overburden efektif rata-rata dari setiap lapisan adalah sama dengan tegangan overburden efektif pada titik tengah dari lapisan tersebut, sebagai berikut : Lapisan 1a :

pd1a = 9 kPa (titik tengah dari lapisan 1a pada kedalaman 0.5 m)

Lapisan 1b :

pd1b = 79.14 kPa (titik tengah dari lapisan 1b pada kedalaman 7 m)

8-20


b. Tentukan sudut geser dalam pada setiap lapisan dari uji laboratorium atau data in-situ. Pada contoh soal ini data laboratorium atau data in-situ tidak tersedia, maka nilai sudut geser dalam () dapat diestimasi dengan menggunakan data nilai N’ -SPT terkoreksi rata'

rata ( N ) =25

c.

'

Hitung ( N ) pada setiap lapisan untuk memperkirakan nilai sudut geser dalam ( ). Dari Table 8.1 untuk N

'

 25

o  ’ = 35

Sub Tahap 2. Pilih koefisien  untuk setiap lapisan tanah a. Gunakan pengalaman lokal untuk memilih koefisien  untuk setiap lapisan tanah. Asumsikan bahwa tidak ada pengalaman lokal. b. Karena tidak ada pengalaman local maka gunakan Tabel 8.8 atau Gambar 8.19 untuk memperkirakan koefisien  dari sudut geser dalam ’ untuk setiap lapisan. o

 = 0.38

(pasir, ’ = 35 )

Sub Tahap 3. Untuk setiap lapisan tanah hitunglah tahanan gesek dinding tiang persatuan luas, f s (kPa) f s

  po

Lapisan 1a :

f s1a

 0.38 9 kPa  3.42 kPa

Lapisan 1b :

f s1b

 0.38 79.14 kPa  30 kPa

Sub Tahap 4. Hitung tahanan gesek dinding tiang pada setiap lapisan dan hitung tahanan gesek ultimit, Rs (kN) dari jumlah tahanan gesek dinding tiang pada setiap lapisan. Rs

 f s

As

Dimana As adalah luas permukaan selimut tiang Lapisan 1a :

Rs1a

 3.42 4 0.35 m 1 m  4.79 kN

Lapisan 1b :

R s1b

 30 4 0.35 m 12 m  504 kN

Total

Rs

:

 Rs1a  Rs1b  4.79  504  509kN

Sub Tahap 5. Hitung tahanan ujung tiang persatuan luas, q t (kPa) qt

 Nt Pt

8-21


a. Gunakan pengalaman lokal untuk memilih koefisien N t. Asumsikan tidak ada pengalaman local b. Jika pengalaman local tidak ada, perkirakan koefisien N t dari Tabel 8.8 atau Gambar 8.20 berdasarkan nilai sudut geser dalam ( ’) o

Gunakan nilai sudut geser dalam ’= 35 dan Tabel 8.8 atau Gambar 8.20 untuk mengestimasi koefisien N t. Dari table dan grafik didapatkan nilai N t =55 c.

Hitunglah tegangan overburden efektif pada ujung tiang (p t) Tegangan overburden efektif pada ujung tiang (p t) sudah dihitung sebelumnya dan didapatkan : pt = 140.28 kPa Ketahanan dasar persatuan luas q t adalah : qt

 Nt Pt  55 140.28 kPa  7,715.4 kPa

Sub Tahap 6. Hitung tahanan ujung ultimit , Rt (kN) Rt

 qt

At

 7,715.4 kPa 0.35 m 0.35 m  945kN

Sub Tahap 7. Hitung kapasitas tiang ultimit, Q u (kN) Q u

 Rs  R t  509kN 945kN  1,454kN  2,000kN

Sub Tahap 9. Hitung beban izin rencana, Q a (kN) Pada metoda analisa statis dianjurkan menggunakan faktor keamanan 3. Sehingga beban izin rencana tiang (Q a) adalah :

Q a



Q u FS



1,454 kN 3

 484.7 kN  1,000 kN

Nilai beban izin rencana tiang lebih kecil dari beban luar yang bekerja sehingga dimensi tiang harus diperbesar. Rekapitulasi hasil perhitungan dapat dilihat pada Tabel 8.6 berikut ini :

8-22


Tabel 8.6. Rangkuman perkiraan kapasitas ultimit tiang untuk panjang tiang 13 m Metode yang

Tahanan gesek

Tahanan

Kapasitas

Beban izin

digunakan untuk

dinding tiang, Rs

ujung tiang, Rt

tiang ultimit,

rencana tiang,

mengestimasi

(kN)

(kN)

Q u (kN)

Q a(kN)

910

1,225

2,135

711,7

1,085.2

612

1,697.2

565.7

509

945

1,454

484.7

kapasitas tiang Metode Meyerhof – Data SPT Metode Nordlund – Data SPT Metode

tegangan

efektif – Data SPT

Dari hasil perhitungan dengan menggunakan ketiga metode perkiraan, tidak satupun yang memenuhi persyaratan dimana beban izin rencana tiang (Q a) lebih kecil dari beban aksial dari struktur (S) sebesar 1,000 kN, sehingga dimensi perlu diperbesar. Lakukan lagi perhitungan dengan memperpanjang tiang.

Contoh 8.2. (Tanah Non kohesif – Sumber Pustaka 8.4) Kepala jembatan ( Abutment ) dibangun pada profil tanah seperti yang diperlihatkan pada Gambar 8.14. Jika Faktor keamanan yang digunakan adalah 3 (dari kontrol konstruksi berdasarkan uji beban statis) tentukanlah beban rencana izin (Q a) dari tiang. Tiang beton yang akan digunakan adalah beton prategang ukuran 356 mm x 356 mm dan panjang tiang yang digunakan adalah 11.5 m

8-23


Kedalaman 3m 2m Pasir halus berlanau lepas 3  = 16.5 kN/m 3 ’ = 6.7 kN/m

1m 3m

3.5 m 5m 6.5 m 8m

Pasir halus berlanau padat sedang 3  = 17.6 kN/m 3 ’ = 7.8 kN/m

7m

9.5m 11 m 12.5m 14 m

0.5 m Kerikil dan pasir padat 3  = 19.6 kN/m 3 ’ = 9.8 kN/m

5.5

15.5m 17 m 18.5m 20 m

Gambar 8.14. Profil tanah Contoh 8.2 Cara Perhitungan : Cara 1. Perhitungan Kapasitas Tiang Aksial Statis dengan Metode SPT Meyerhof Untuk profil tanah seperti yang diperlihatkan pada Gambar 8.14, hitunglah kapasitas aksial dari tiang dengan menggunakan metode SPT Meyerhof. Panjang tiang 11.5 m dan ujung atas tiang berada pada kedalaman 3 m di bawah permukaan tanah.


po

  '  z  16.5  0  0

Pada z =2 m,

po

 16.5 2  33 kPa

Pada z =3.5 m,

po

 16.5 3.5  57.8

Pada z =5 m,

po

 16.5 4  6.7 1  66  6.7  72.7 kPa

Pada z =6.5 m,

po

 66  6.7 2.5  82.8 kPa

Pada z =8 m,

po

 16.5 4  6.7  3  7.8 1  93.9 kPa

Pada z =9.5 m,

po

 16.5 4   6.7  3  7.8  2.5  105.6 kPa

Pada z =11 m,

po

 16.5 4   6.7  3  7.8  4   117.3 kPa

Pada z =12.5 m,

po

 16.5 4   6.7  3  7.8  5.5  129 kPa

8-24

kPa


Pada z =14 m,

po

 16.5 4   6.7  3  7.8  7  140.7 kPa

Pada z =15.5 m

po

 16.5 4   6.7  3  7.8  7  9.8 1.5  140.7  14.7  155.4 kPa

Pada z =17 m,

po

 16.5 4   6.7  3  7.8  7 9.8  3  140.7  29.4  170.1 kPa

Pada z =18.5 m

po

 16.5 4   6.7  3  7.8  7 9.8  4.5  140.7  44.1  184.8 kPa

Pada z =20 m

po

 16.5 4  6.7  3  7.8  7 9.8  6   140.7  58.8  199.5 kPa

Pada z =21.5 m

po

 16.5 4   6.7  3  7.8  7 9.8  7.5  140.7  73.5  214.2 kPa

Pada z =23 m

po

 16.5 4  6.7  3  7.8  7 9.8  9   140.7  88.2  228.9 kPa

Pada z =24.5 m

po

 16.5 4  6.7 3  7.8  7 9.8 10.5  140.7  102.9  243.6 kPa

Pada z =26 m

po

 16.5 4  6.7  3  7.8  7  9.8 12  140.7  117.6  258.3 kPa

Pada z =27.5 m

po

 16.5 4   6.7  3  7.8  7 9.8 13.5  140.7  132.3  273kPa

Pada z =29 m

po

 16.5 4   6.7  3  7.8  7 9.8 15  140.7  147  287.7 kPa

Pada z =30.5 m

po

 16.5 4   6.7  3  7.8  7 9.8 16.5  140.7  1617 302.4 kPa

Gunakan faktor koreksi pada Gambar 8.3 atau hitung faktor koreksi dengan menggunakan persamaan (8.10) untuk memperoleh Nilai N’-SPT terkoreksi. Contoh menentukan nilai faktor koreksi (C F) pada kedalaman 17 m dimana p o = 170.1 kPa dengan menggunakan persamaan (8.10) :

CN

   40   0.81  0.77 log 10   0 . 021 170 . 1   

Rekapitulasi hasil perhitungan tegangan overburden efektif (p o) dan faktor koreksi (C F) pada setiap kedalaman dapat dilihat pada Tabel 8.6. '

Sub Tahap 2. Hitung nilai N’-SPT terkoreksi rata-rata ( N ) untuk setiap lapisan tanah Disepanjang tiang yang tertanam kedalam tanah, profil tanah dibagi dalam 3 lapis yaitu :



Lapisan 1 (3 – 7 m), pasir halus berlanau lepas, maka : '

N1



778 3

7

Lapisan 2 (7 – 14 m), pasir halus berlanau sedang padat, maka : '

N2







13  15  10  14  16 5

 14

Lapisan 3 (14 – 14.5 m), kerikil dan pasir padat, maka :

8-25


'

N3  34

Tabel 8.7. Perhitungan nilai N’-SPT terkoreksi. Kedalaman (m)

po (kPa)

N-SPT

Faktor Koreksi

N'-SPT

Lapangan

(CF)

Terkoreksi

0.8

13.2

4

1.66

7

2

33

4

1.36

5

3.5

57.8

6

1.17

7

5

72.7

6

1.09

7

6.5

82.8

8

1.05

8

8

93.9

13

1.01

13

9.5

105.6

15

0.97

15

11

117.3

11

0.93

10

12.5

129

15

0.90

14

14

140.7

18

0.87

16

15.5

155.4

40

0.84

34

17

170.1

39

0.81

32

18.5

184.8

41

0.78

32

20

199.5

43

0.75

32

21.5

214.2

41

0.73

30

23

228.9

44

0.71

31

24.5

243.6

45

0.69

31

26

258.3

48

0.67

32

27.5

273

42

0.65

27

29

287.7

44

0.63

28

30.5

302.4

49

0.62

30

Sub Tahap 3. Hitung tahanan gesek dinding tiang persatuan luas, f s (kPa) untuk setiap lapisan tanah menggunakan persamaan (8.11) untuk tiang pancang dengan perpindahan sbb :

f s

 2 N'  100 kPa

Lapisan 1 : f s1  2  7  14 kPa  100 kPa Lapisan 2 : f s2  2  14  28 kPa  100 kPa Lapisan 3 : f s3  2  34  68 kPa  100 kPa

Sub Tahap 4. Hitung tahanan gesek ultimit, Rs (kN) Rs

 f s  As  f s  Cd  d

8-26


Lapisan 1

:

Rs1

 14 kPa 4  0.356m 4 m  80 kN

Lapisan 2

:

Rs2

 28 kPa 4  0.356m 7 m  279kN

Lapisan 3

:

Rs3

 68 kPa 4  0.356m 0.5 m  48 kN

Total

:

Rs

 Rs1  Rs2  Rs3  80  279 48  407kN '

'

Sub Tahap 5. Hitung nilai N’-SPT terkoreksi rata-rata dekat ujung tiang N o dan NB . Tanah dekat ujung tiang adalah kerikil dan pasir padat. Sehingga ujung tiang berada pada situasi dekat antar muka dari lapisan lunak di atas lapisan pendukung, Nilai N’ -SPT terkoreksi '

'

rata-rata untuk kedua lapisan pendukung NB dan lapisan diatasnya No perlu untuk dihitung. Nilai N’-SPT terkoreksi rata-rata pada lapisan atas : '



No

13  15  10  14  16 5

 14

Nilai N’-SPT terkoreksi rata-rata pada lapisan pendukung : '

NB  34

Sub tahap 6. Hitung tahanan ujung tiang persatuan luas, q t (kPa)

qt

 400 14 

40 34  4014 0.5 0.356

 400 34

 6,724 kPa  13,600 kPa Gunakan qt = 6,724 kPa

Sub Tahap 7. Hitung tahanan ujung ultimit, Rt (kN) Rt

 qt  A t  6,724 kPa 0.356m 0.356m  854 kN


 Rs  Rt  407kN 854kN  1,261kN

Sub Tahap 9. Hitung beban izin rencana, Q a (kN)

8-27


Q a



Q u FS



1,261 kN 3

 420.3 kN

Cara 2. Perhitungan Kapasitas Aksial Tiang Statis dengan Metode Norlund Untuk profil tanah seperti pada Gambar 8.14, maka perhitungan kapasitas aksial dengan menggunakan metode Nordlund mengikuti tahap-tahap berikut ini :

Sub Tahap 1. Menggambarkan profil tanah kedalam lapisan dan menentukan sudut geser dalam () untuk setiap lapisan. a. Gambarkan distribusi tegangan efektif (p o) dari hasil perhitungan Cara 1 Sub Tahap 1 seperti pada Gambar 8.14. b. Koreksi nilai

N-SPT untuk setiap tegangan efektif menggunakan Gambar 8.3 atau

menggunakan persamaan (8.10) atau lihat hasil perhitungan pada Tabel 8.6 c.

Tentukan sudut geser dalam pada setiap lapisan dari uji laboratorium atau data in-situ. Pada contoh soal ini data laboratorium atau data in-situ tidak tersedia, maka nilai sudut geser dalam () dapat diestimasi dengan menggunakan data nilai N’ -SPT terkoreksi rata'

rata ( N ) seperti yang sudah dihitung pada Tabel 8.6. '

d. Hitung ( N ) pada setiap lapisan untuk memperkirakan nilai sudut geser dalam ( ). Dari hasil perhitungan dengan Cara 1 , profil tanah disepanjang tiang yang tertanam digambarkan kedalam 3 lapisan dengan ketebalan 4 m , 7 m dan 0.5 m. Nilai N’ -SPT terkoreksi rata-rata untuk setiap lapisan adalah sebagai berikut :



Lapisan 1 (3 – 7 m), pasir halus berlanau lepas, maka : '

N1



778 3

7

Lapisan 2 (7 – 14 m), pasir halus berlanau sedang padat, maka : '

N2







13  15  10  14  16 5

 14

Lapisan 3 (14 – 14.5 m), kerikil dan pasir padat, maka : '

N3  34

Gunakan nilai N’-SPT rata-rata terkoreksi untuk setiap lapisan tanah untuk memperkirakan nilai sudut geser dalam ( ) dari Table 8.2

8-28

'



Lapisan 1 . Untuk N1  7




'

o   = 29 o   = 31




'


o   = 36

Sub Tahap 2. Tentukan , merupakan sudut gesek antara tiang dengan tanah berdarkan pada nilai volume tanah yang dipindahkan (V) dan sudut geser dalam tanah ( ) a. Hitung volume tanah yang dipindahkan persatuan panjang tiang (V). Karena penampang o

melintang tiang seragam maka  = 0 . V  0.356 0.356 1 m / m  0.127 m / m 3

Untuk penampang melintang tiang yang tidak seragam maka   0. Tiang harus dibagi menjadi beberapa bagian dan volume setiap bagia n harus dihitung. 3

b. Berdasarkan nilai V = 0.127 m /m maka dengan menggunakan Gambar 8.4 didapatkan nilai / = 0.84 c.

Hitung  dari rasio / o

Lapisan 1 : 1 = 0.84 (29 ) = 24.4 o

o

o

Lapisan 2 : 2 = 0.84 (31 ) = 26 o

Lapisan 3 : 3 = 0.84 (36 ) = 30.2

o

Sub Tahap 3. Tentukan koefisien tekanan tanah lateral (K) untuk setiap sudut geser dalam () Penentuan nilai K  untuk sudut  berdasarkan pada nilai V dan nilai , menggunakan Gambar 8.5, 8.6, 8.7, 8.8 dan 8.9. Diketahui bahwa sudut lancip tiang ( ) = 0

o

Untuk Lapisan 1 : o

3

Untuk 1 = 29 dan V = 0.127 m /m o

Gunakan interpolasi linier untuk menentukan nilai K  untuk sudut geser dalam  = 29 yang 3

3

diperlukan pada kurva V = 0.093 m /m dan kurva V = 0.93 m /m yang diberikan. Untuk V = 0.093 m 3/m : o  = 25

K = 0.85 (Dari Gambar 8.5)

o  = 29

K =

o  = 30


(Gunakan interpolasi linier)

Gunakan interpolasi linier untuk menentukan K  untuk = 29

K

 0.85 

8-29

29  25 1.15  0.85  1.09 30  25

o


3

Untuk V = 0.93 m /m : o  = 25

K = 1

(Dari Gambar 8.5)

 = 29

o

K =


 = 30

o

K =1.45 (Dari Gambar 8.6)

Gunakan log interpolasi linier untuk menentukan K untuk = 29

K

 0.85 

o

29  25 1.45  1  1.36 30  25 o


0.127 m /m 3

K = 1.09

3

K =

V = 0.093 m /m V = 0.127 m /m 3

V = 0.93 m /m

(Gunakan log interpolasi linier)

K = 1.36

Hasil log interpolasi linier untuk V = 0.127 m3/m adalah :

K 1

 1.09 

log0.127  log0.093 log0.93  log0.093

1.36  1.09  1.13

Untuk Lapisan 2 : o

3

Untuk 1 = 31 dan V = 0.127 m /m o


3

diperlukan pada kurva V = 0.093 m /m dan kurva V = 0.93 m /m yang diberikan. 3

Untuk V = 0.093 m /m : o  = 30


 = 31

o

K =

 = 35

o




K

 1.15 

o

31  30 1.75  1.15  1.27 35  30 3

Untuk V = 0.93 m /m : o  = 30

K = 1.45

o  = 31

K =

 = 35 8-30

o

(Dari Gambar 8.6) (Gunakan interpolasi linier)




K

 1.45 

o

31  30 2.35  1.45  1.63 35  30 o


0.127 m /m 3

K = 1.27

3

K = (Gunakan log interpolasi linier)

V = 0.093 m /m V = 0.127 m /m 3

V = 0.93 m /m

K = 1.63


K 1

 1.27 

log0.127  log0.093 log0.93  log0.093

1.63  1.27  1.32

Untuk Lapisan 3 : o

3

Untuk 1 = 36 dan V = 0.127 m /m, o


3

diperlukan pada kurva V = 0.093 m /m dan kurva V = 0.93 m /m yang diberikan. 3

Untuk V = 0.093 m /m : o  = 35


o  = 36

K = (Gunakan interpolasi linier)

o  = 40

K = 3 (Dari Gambar 8.8)


K

 1.75 

o

36  35 3  1.75  2 40  35 3

Untuk V = 0.93 m /m : o  = 35


o  = 36

K = (Gunakan interpolasi linier)

o  = 40


Gunakan interpolasi linier untuk menentukan K  untuk =36

K

 2.35 

8-31

36  35 4.3  2.35  2.74 40  35

o


o


0.127 m /m 3

K = 2

3

K = (Gunakan log interpolasi linier)

V = 0.093 m /m V = 0.127 m /m 3

V = 0.93 m /m

K = 2.74


K 1

 2

log0.127  log0.093 log0.93  log0.093

2.74  2  2.1

Sub tahap 4. Tentukan Faktor Koreksi (CF) untuk diterakan pada K  jika   0 Gunakan Gambar 8.9 untuk menentukan faktor koreksi untuk setiap K . Masukan nilai  dan nilai / = 0.84 pada gambar untuk menentukan nilai C F. Lapisan 1 : Lapisan 2 : Lapisan 3 :

Untuk 1 = 20

o



CF1 = 0.96

Untuk 1 = 31

o



CF1 = 0.94

Untuk 1 = 36

o



CF1 = 0.93

Sub tahap 5. Hitung tegangan overburden efektif rata-rata pada bagian tengah setiap lapisan tanah, pd (kPa). Tegangan overburden efektif pada titik tengah setiap lapisan tanah adalah sama dengan tegangan efektif rata-rata dari lapisan tersebut. Tegangan overburden efektif vs kedalaman dapat dilihat pada Gambar 8.15. Karena tegangan overburden efektif tidak linier pada lapisan 1 , maka lapisan ini harus dipisahkan pada lokasi muka air tanah kedalam lapisan 1a dan lapisan 1b. Tegangan efektif overburden rata-rata kemudian dihitung pada titik tengah dari setiap lapisan. Lapisan 1a :

pd1a = 57.8 kPa


Lapisan 1b :

pd1b = 76.1 kPa

(titik tengah dari lapisan 1b pada kedalaman 5.5 m)

Lapisan 2 :

pd2 = 113.4 kPa

(titik tengah dari lapisan 2 pada kedalaman 10.5 m)

Lapisan 3 :

pd3 = 143.1 kPa


8-32


Distribusi tegangan efektif, po (kPa) 0m 3m 2m Pasir halus berlanau lepas 3  = 16.5 kN/m 3 ’ = 6.7 kN/m

1m 3m

3.5 m 4m 5.5 m 7m

57.8 66 76.1 86.1

Pasir halus berlanaupadat sedang 3 10.5 m  = 17.6 kN/m 3 ’ = 7.8 kN/m

7m

14 m 14.5m

113.4

140.7 143.1 145.6

Kerikil dan pasir padat 3  = 19.6 kN/m 3 ’ = 9.8 kN/m

16 m

30.5 m

307.3

Gambar 8.15 Diagram tegangan overburden efektif Sub Tahap 6. Hitung tahanan gesek dinding tiang pada setiap lapisan. Jumlah tahanan gesek dinding tiang dari setiap lapisan tanah untuk memperoleh tahanan gesek ultimit, R s (kN) Rs

 K CF pd sin  Cd D

(Untuk penampang melintang tiang seragam)

Dimana Cd = (4) (0.356 m) = 1.424 m o

Lapisan 1a :

Rs1a = 1.13 (0.96) (57.8 kPa) (sin 24.4 ) (1.424 m) (1 m) = 37 kN

Lapisan 1b :

Rs1b = 1.13 (0.96) (76.1 kPa) (sin 24.4 ) (1.424 m) (3 m) = 146 kN

Lapisan 2 :

Rs2

= 1.32 (0.94) (113.4 kPa) (sin 26.0 ) (1.424 m) (7 m) = 615 kN

Lapisan 3 :

Rs3

= 2.1 (0.93) (143.2 kPa) (sin 30.2 ) (1.424 m) (0.5 m) = 100 kN

Total

Rs

= Rs1a +Rs1b + Rs2 +Rs3

:

o

o

o

= 37 kN + 146 kN + 615 kN + 100 kN=898 kN

Sub Tahap 7. Koefisien t dan faktor daya dukung (N’ q) dari sudut geser dalam ( ) dekat ujung tiang. 8-33


Karena nilai  tidak disediakan oleh uji laboratorium atau data in-situ, maka nilai  dapat diestimasi dengan menggunakan Tabel 8.1 menggunakan nilai N’-SPT N’-SPT terkoreksi rata-rata pada zoba 3 x Diameter di bawah ujung tiang (1.065 m). Tanah dekat ujung tiang adalah pasir padat dan kerikil. '

Ntoe  34

o  toe = 36

a. Masukan nilai  dekat ujung tiang pada Gambar 8.10 untuk menentukan koefisien t berdasarkan pada rasio panjang tiang (D) terhadap diameter (d)

D b



11.5 m 0.356 m

 32.3 m o

Untuk toe = 36 dan D/b = 32.3 

t = 0.68

b. Masukan nilai  dekat ujung tiang untuk menentukan N’ q o


N’q = 75

Sub Tahap 8. Hitung tegangan overburden efektif pada ujung tiang, p t (kPa) Tegangan overburden efektif pada ujung tiang harus dibatasi maksimum 150 kPa. Tegangan overburden efektif pada ujung tiang, p t dapat dihitung pada Cara 1 (Table 8.6). Dengan cara interpolasi didapatkan nilai pt : Pt = 145.6 kPa < 150 kPa

 OK

Sub Tahap 9. Hitung tahanan ujung ultimit, R t (kN) a. Hitung Rt :

Rt

  t N'q p t

At

 0.68  75  0.356 m  0.356 m  145.6 kPa  943 kN

b. Batasan, Rt = qL At Dengan menggunakan sudut geser dalam estimasi ( ) dan Gambar

8.12 maka

didapatkan nilai tahanan ujung ultimit persatuan luas (q L) sebesar 7,400 kPa, sehingga tahanan ujung ultimit adalah : Rt = 7,400 kPa (0.256 m) (0.356 m) = 940 kN c.

Ambil nilai terendah dari dua nilai R t yang diperoleh dari langkah a dan b Rt = 940 kN

8-34


Sub tahap 10. Hitung kapasitas tiang ultimit, Q u (kPa) Q u = Rs + Rt = 898 kN + 940 kN = 1,838 kN

Sub Tahap 11 . Hitung beban izin rencana, Q a (kN)

Q a



Q u FS



1,838 kN 3

 612.7 kN

Cara 3. Perhitungan Kapasitas Aksial Aksial Tiang Statis dengan Metode Tegangan Efektif Untuk profil tanah seperti pada Gambar 8.14, maka perhitungan kapasitas aksial dengan menggunakan metode tegangan efektif mengikuti tahap-tahap berikut i ni :

Sub Tahap 1. Menggambarkan profil tanah kedalam lapisan dan dan menentukan sudut geser dalam () untuk setiap lapisan. a. Gambarkan distribusi tegangan efektif ,p o seperti pada Gambar 8.15 b. Bagi profil tanah disepanjang tiang yang tertanam dalam beberapa lapisan dan tentukan tegangan overburden efektif, p o pada titik tengah dari setiap lapisan Profil tanah disepanjang tiang yang tertanam digambarkan kedalam kedalam 3 lapisan dengan ketebalan 4 m , 7 m dan 0.5 m. Karena tegangan overburden efektif tidak linier pada lapisan 1 maka lapisan ini harus dibagi pada lokasi muka air kedalam lapisan 1a dan lapisan 1b. Tegangan overburden efektif rata-rata dari setiap lapisan adalah sama dengan tegangan overburden efektif pada titik tengah dari lapisan tersebut, sebagai berikut :

c.

Lapisan 1a :

pd1a = 57.8 kPa


Lapisan 1b :

pd1b = 76.1 kPa

(titik tengah dari lapisan 1b pada kedalaman 5.5 m)

Lapisan 2 :

pd2 = 113.4 kPa


Lapisan 3 :

pd3 = 143.1 kPa


Tentukan sudut geser dalam pada setiap lapisan dari uji laboratorium atau data in-situ. Pada contoh soal ini data laboratorium atau data in-situ tidak tersedia, maka nilai sudut geser dalam ( ) dapat diestimasi dengan menggunakan data nilai N’ -SPT terkoreksi rata'

rata ( N ) seperti yang sudah dihitung pada Tabel 8.6. '

d. Hitung ( N ) pada setiap lapisan untuk memperkirakan nilai sudut geser dalam ( ). Dari hasil perhitungan dengan Cara 1 , profil tanah disepanjang tiang yang terpenetrasi digambarkan kedalam 3 lapisan dengan ketebalan 4 m , 7 m dan 0.5 m. Nilai N’ -SPT terkoreksi rata-rata untuk setiap lapisan adalah sebagai berikut :

8-35


'

Lapisan 1 :

N =7

Lapisan 2 :

N = 14 (Kedalaman 7-14 m, pasir halus berlanau sedang padat)

Lapisan 3 :

N = 34 (Kedalaman 14-14.5 m, kerikil dan pasir padat)

(Kedalaman 3-7 m, pasir halus berlanau lepas)

' '

Gunakan nilai N’-SPT N’ -SPT

rata-rata

terkoreksi

untuk

setiap

lapisan

tanah

untuk

memperkirakan nilai sudut geser dalam ( ) dari Table 8.1 '

Lapisan 1 :

Untuk N1  7

Lapisan 2 :

Untuk N2  14

Lapisan 3 :

Untuk N3  34

o   = 29

'

o   = 31

'

o   = 36

Sub Tahap 2. Pilih koefisien  untuk setiap lapisan tanah a. Gunakan pengalaman lokal untuk memilih koefisien  untuk setiap lapisan tanah. Asumsikan bahwa tidak ada pengalaman local. b. Karena tidak ada pengalaman lokal maka gunakan Tabel 8.8 atau Gambar 8.19 untuk memperkirakan koefisien  dari sudut geser dalam ’ untuk setiap lapisan. o

Lapisan 1 :

1 = 0.3

(pasir halus berlanau lepas, ’ = 29 )

Lapisan 2 :

2 = 0.33

(pasir halus berlanau sedang padat, ’ = 31 )

Lapisan 3 :

3 = 0.4

(kerikil dan pasir padat, ’ = 36 )

o

o


  po

Lapisan 1a :

f s1a

 0.3 57.8 kPa  17.34 kPa kPa

Lapisan 1b :

f s1b

 0.3 76.1 kPa kPa  22.83 kPa

Lapisan 2 :

f s2

 0.33 113.4 kPa  37.42 kPa

Lapisan 3 :

f s3

 0.4 143.1 kPa  57.24 kPa

Sub Tahap 4. Hitung tahanan gesek dinding tiang pada pada setiap lapisan dan hitung tahanan gesek ultimit, R s (kN) dari jumlah tahanan gesek dinding tiang pada setiap lapisan. Rs

 f s

As

Dimana As adalah luas permukaan selimut tiang Lapisan 1a :

Rs1a

 17,3 4 0.356m 1 m  25 kN

Lapisan 1b :

Rs1b

 22.83 4 0.356m 3 m  98 kN

8-36


Lapisan 2 :

Rs2

 37.42 4 0.356m7 m  373kN

Lapisan 3 :

Rs3

 57.244 0.356m0.5 m  41 kN

Total

:

Rs

 Rs1a  Rs1b  Rs2  Rs3  25 98  373 41  537kN


 Nt Pt

a. Gunakan pengalaman local untuk memilih koefisien N t. Asumsikan tidak ada pengalaman local. b. Jika penalaman local tidak ada, perkitakan koefisien N t dari Tabel 8.8 atau Gambar 8.20 berdasarkan nilai sudut geser dalam ( ’) Tabel 8.8 dan Gambar 8.20 adalah suatu fungsi dari tipe tanah dan sudut geser dalam (’). Tipe tanah untuk setiap lapisan dapat diperoleh dari pemboran tanah. Sudut geser dalam (’) untuk setiap lapisan tanah dapat diperoleh dari uji laboratorium atau data in situ. Jika uji laboratorium atau data in situ tidak ada, maka sudut geser dalam ( ’) harus '

disestimasi dari Tabel 8.1 menggunakan nilai N’-SPT terkoreksi rata-rata ( N ), diambil dari ujung tiang sampai 3 x Diameter di bawah ujung tiang (1,065 meter). Tanah pada ujung tiang adalah kerikil dan pasir padat. '

Ntoe

 34



'toe  36o

Gunakan nilai sudut geser dalam estimasi ( ’toe) dan Tabel 8.8 atau Gambar 8.20 untuk mengestimasi koefisien N t. Dari table dan grafik didapatkan nilai N t = 70 c.

Hitunglah tegangan overburden efektif pada ujung tiang (p t) Tegangan overburden efektif pada ujung tiang (p t) sudah dihitung sebelumnya dan didapatkan : pt = 145.6 kPa Tahanan ujung tiang persatuan luas, q t (kPa) adalah : qt

 Nt Pt  70 145.6 kPa  10,192kPa


 qt

At

 10,192 0.356m0.356m  1,294kN

Sub Tahap 7. Hitung kapasitas tiang ultimit, Q u (kN)

8-37


Q u

 Rs  R t  537kN 1,294kN  1,831kN


Q a



Q u FS



1,831 kN 3

 610.3 kN

Tabel 8.8. Rangkuman perkiraan kapasitas ultimit tiang untuk panjang tiang 11.5 m Metode yang

Tahanan

Tahanan

Kapasitas

Beban izin

digunakan untuk

gesek dinding

ujung tiang,

tiang ultimit,

rencana tiang

mengestimasi

tiang, Rs (kN)

Rt (kN)

Q u (kN)

Q a (kN)

418

854

1,272

424

898

940

1,838

611.3

537

1,294

1,831

610.3

kapasitas tiang Metode Meyerhof – Data SPT Metode Nordlund – Data SPT Metode tegangan efektif – Data SPT

8.2.3

Kapasitas Aksial Tiang Dalam Tanah Kohesif

8.2.3.1 Metode Tegangan Total (Metode ) Untuk Tiang Pancang pada Tanah Kohesif :



Tahanan gesek dinding tiang persatuan luas, f s (kPa) dapat dihitung sbb : f s

 c a   cu

(8.17)

dimana :



ca

adalah adhesi (Gambar 8.16)

cu

adalah kuat geser tak teralirkan



adalah faktor adhesi (8.17)

Tahanan ujung tiang persatuan luas, q t (kPa) dapat dihitung sebagai : qt

 cu Nc  9 cu

(8.18)

dimana : Nc adalah faktor kapasitas dukung tak berdimensi tergantung pada diameter dan kedalaman pemancangan tiang. Untuk pondasi dalam N c biasanya diambil 9.

8-38


Gambar 8.16. Nilai adhesi untuk tiang pada tanah kohesif

(a)

8-39


(b)

(c )

Gambar 8.17. Kurva hubungan antara faktor adhesi dan kohesi untuk tiang pancang pada tanah lempung (Tomlinson, 1980)

Untuk Tiang Bor pada Tanah Kohesif



Tahanan gesek dinding tiang persatuan luas, f s (kPa) ,untuk tiang bor pada tanah kohesif dibebani terhadap kondisi pembebanan tak teralirkan dengan metode  harus diambil : f s

  cu

(8.19)

yang mana :

  0.55 untuk

8-40

cu Pa

 1.5

(8.20)


 c  c   0.55  0.1 u  1.5  untuk 1.5  u  2.5 Pa  Pa 

(8.21)

dimana : cu

adalah kuat geser tak teralirkan (kPa)



adalah faktor adhesi

Pa

adalah tekanan atmosfir ( =2,21 x 47.88 kPa)

Berikut ini adalah bagian-bagian dari tiang bor (Gambar 8.18) yang tidak memberikan konstribusi terhadap tahanan gesek dinding tiang :

Gambar 8.18. Penjelasan dari bagian dari tiang bor yang diabaikan dalam perhitungan tahanan gesek dinding tiang (O’Neill and Reese, 1999)



Tahanan ujung tiang persatuan luas, q t (kPa) dengan metode tegangan total diberikan oleh O’Neill dan Rees (1999) sbb : qt

 Nc

Nc

 D    6 1  0.2     9  b  

cu

 80  47.88 kPa

Dimana : b

adalah diameter dari tiang bor (m)

D

Ujung tiang berbentuk adalah kedalaman pemancangan tiang (m)

cu

adalah kuat geser tak teralirkan (kPa)

(8.22)

(8.23) Sekeliling selimut bell non

Nilai cu seharusnya ditentukan dari hasil uji laboratorium/ in-situ dari contoh tanah tak terganggu yang diperoleh pada kedalaman 2 x diameter di bawah ujung tiang. Jika tanah 8-41


pada kedalaman 2 x diameter dari ujung tiang memiliki c u < 0.5 x 47.88 kPa, maka nilai dari Nc harus dikalikan dengan 0.67.

8.2.4 Metode Tegangan Efektif (Metode ) Untuk tiang pancang pada tanah non kohesif dan tanah kohesif :



Tahanan gesek dinding tiang persatuan luas, f s (kPa) dapat diambil : '

  po

f s

(8.24)

dimana : adalah koefisien beta Bjerrum – Burland = Ks tan 

 '

po



(8.25)

adalah tegangan overburden efektif rata-rata disepanjang sisi tiang (kPa)

Ks

adalah koefisien tekanan tanah



adalah sudut gesek antara tanah dengan t iang

Tahanan ujung tiang persatuan luas, q t (kPa) adalah : qt

 Nt

pt

dimana : pt

adalah tegangan overburden efektif pada ujung tiang (kPa)

Nt

adalah koefisien kapasitas dukung ujung tiang.

8-42

(8.26)


Tabel 8.9. Rentang perkiraan dari koefisien  dan Nt (Fellenius, 1991) Tipe tanah

’



Nt

Lempung

25-30

0.23-0.4

3-30

Lanau

28-34

0.27-0.5

20-40

Pasir

32-40

0.3-0.6

30-150

Kerikil

35-45

0.35-0.8

60-300

Gambar 8.19. Grafik untuk memperkirakan koefisien  vs tipe tanah ’ (Fellenius, 1991)

Gambar 8.20. Grafik untuk memperkirakan koefisien N t vs tipe tanah ’ (Fellenius, 1991)

8-43


Untuk Tiang Bor pada Tanah Non Kohesif Untuk pondasi tiang bor cetak ditempat dalam tanah non kohesif harus direncanakan dengan metode tegangan efektif untuk kondisi pembebanan terdrainase atau dengan metoda empiris didasarkan pada hasil uji in situ.



Tahanan gesek dinding tiang persatuan luas, f s (kPa) dari tiang bor pada tanah non kohesif dengan metode  harus dihitung sbb : f s

 po  4  47.88 kPa untuk 0.25    1.2

(8.27)

Untuk tanah berpasir : Untuk N60  15 :

  1.5  0.135

z

(8.28)

Untuk N60  15



N60 15

1.5  0.135 z 

(8.29)

dimana : po

adalah tegangan overburden efektif pada lapisan tanah bagian tengah



adalah koefisien transfer beban

z

adalah kedalaman bawah muka tanah, pada lapisan tanah bagian tengah dari kedalaman

N60

Nilai N rata-rata dari uji SPT (Koreksi hanya untuk efisiensi hammer) (pukulan/m)

Untuk pasir berkerikil dan kerikil : Untuk N60  15

  2  0.06 z0.75

(8.30)

Untuk N60  15 maka gunakan persamaan (8.11)



Tahanan ujung tiang, qt (kPa) untuk tiang bor pada tanah tidak kohesif menurut metode O’Neil and Reese (1999) adalah : Untuk N60  50 qt

8-44

 1.2N60

(8.31)


Nilai qt pada persamaan (8.31) harus dibatasi sampai 60 x 47.88 kPa ( 2,872.8 kPa). Untuk N60  50 , Maka harus diperlakukan sebagai Intermediate Geo-Material (IGM). IGM adalah tanah dengan sifat-sifat kekuatan yang berada antara tanah dan batuan. Untuk tanah non kohesif IGM didefinisikan oleh O’Neill dkk sebagai geomaterial berbutir sangat padat dengan nilai SPT N 60 antara 50 – 100. Sedangkan untuk tanah kohesif IGM didefinisikan sebagai material yang memiliki kuat tekan bebas 478.8 kPa < qu < 4788 kPa. Tahanan ujung tiang, qt (kPa) adalah :

qt

  0.59 N 60 

 p a     p o 

0.8

po

(8.32)

dimana : Pa

adalah tekanan atmosfir ( = 2.12 x 47.88 kPa)

po

adalah tegangan overburden efektif pada bagian ujung tiang (kPa)

N60 adalah harus dibatasi hingga 100 pada persamaan (8.32) Nilai N-SPT harus juga dikoreksi terhadap efisiensi hammer (N 60) dengan persamaan sebagai berikut :

N60

ER    N  60 %  

(8.33)

dimana : ER

adalah efisiensi hammer dalam persen (%), ER = 60% untuk convensional drop

hammer dan ER = 80% untuk automatic trip hammer .

8.2.5 Metode Berdasarkan Data CPT /Sondir Metode Nottingham dan Schmertman Metode ini adalah salah satu metode empiris yang digunakan untuk menghitung kapasitas ultimit tiang berdasarkan data sondir (CPT).



Tahanan ujung tiang persatuan luas, q t (kPa) untuk metode Nottingham dan Schemertman dapat ditentukan seperti yang diperlihatkan pada Gambar 8 .21.

qt

8-45



qc1

 qc2 2

(8.34)


Dimana : qc1

adalah nilai qc rata-rata dari ujung tiang sampai 0.7D – 4D di bawah ujung tiang

qc2

adalah nilai qc rata-rata dari ujung tiang sampai 8D di atas ujung tiang

Gambar 8.21. Prosedur perhitungan tahanan ujung tiang menurut Nottingham dan Schmermann (1975)



Tahanan gesek dinding tiang, R s (kN) untuk tiang yang dipancangkan pada tanah non kohesif dapat diambil sbb :

Rs

1  K  f s 2



A s 08b

 f s

As



8b D

 

(8.35)

dimana : K

adalah rasio tahanan gesek dinding tiang persatuan luas terhadap gesekan konus (Gambar 8.22) sebagai suatu fungsi dari kedalaman penetrasi penuh (D)

f s

adalah tahanan gesek dinding tiang rata-rata persatuan luas

As

adalah luas permukaan selimut tiang selimut tiang

b

adalah lebar atau diameter tiang

D

adalah panjang tiang yang tertanam

0-8b adalah rentang dari kedalaman untuk segmen dari permukaan tanah sampai ke kedalaman 8b 8-46


8b-D

adalah rentang dari kedalaman untuk segmen dari suatu kedalaman 8b sampai ke ujung tiang.

Gambar 8.22. Kurva rencana penetrometer untuk gesekan dinding tiang pada tanah non kohesif ( FHWA Implementation Package, FHWA-TS-78-209)



Jika data gesekan konus tidak tersedia, maka R s dapat ditentukan dari tahanan ujung konus sbb : Rs

 C f

q A c

(8.36)

s

dimana : Cf

diperoleh dari Tabel 8.10

qc

Tahanan ujung konus rata-rata disepanjang tiang

As

Luas permukaan selimut tiang

Tabel 8.10. Nilai Cf CPT



Tipe tiang

Cf

Beton pracetak

0.012

Kayu

0.018

Baja dengan perpindahan

0.012

Pipa baja ujung terbuka

0.008

Tahanan gesek dinding tiang, R s (kN) pada tanah kohesif dihitung dengan menggunakan persamaan berikut : 8-47


Rs

  ' f s

(8.37)

As

dimana :

’

rasio tahanan batang tiang terhadap gesekan ujung konus (Gambar 8.23)

Gambar 8.23. Kurva rencana untuk gesekan dinding tiang pada tanah lempung (Schmertmann, 1978)

8-48


Tabel 8.11. Luas`dasar tiang (At) dan keliling tiang (Cd) Tipe tiang

Bentuk

At

Cd

Tiang beton persegi bxb

4b

Ting beton lingkaran

 D

Tiang pipa baja dengan ujung

 D

terbuka

Tiang

pipa

dengan

baja ujung

 D

tertutup

Tiang Baja H dengan ujung terbuka Penampang

2(b+h)

melintang Tiang baja H dengan ujung tertutup bxh

2(b+h)

Contoh 8.3. (Tanah Kohesif) Suatu tiang tunggal perlu memikul beban aksial ultimit dari struktur sebesar 1,000 kN. Tentukan luas penampang tiang yang sesuai dan kedalaman rencana (D) dimana tiang yang digunakan adalah tiang baja bergelombang ( corrugated steel piles) dan hasil investigasi tanah diberikan di bawah ini :

8-49


Dasar balok fondasi/cap

0m

muka air tanah 5m

Lempung kenyal cu = 80 kPa

sat = 17 kN/m

3

25 m

Gambar 8.24. Profil tanah Contoh 8.3 Cara Perhitungan : Cara 1. Metode Tegangan Total (Metode

)

Sub Tahap 1. Hitung tahanan gesek dinding tiang persatuan luas, f s (kPa) Kedalaman penanaman tiang (D) dan dimensi tiang yang direncanakan adalah 300 mm x 300 mm, cu =80 kPa, kedalaman penanaman tiang (D) lebih besar dari 40 kali lebar atau diameter tiang atau D > 40b. Dengan memasukan nilai c u kedalam Gambar 8.16 untuk tiang baja halus bergelombang, maka didapatkan nilai adhesi c a = 77 kPa. Tahanan gesek tiang persatuan luas (kPa) adalah : f s

 c a  77 kPa

Sub Tahap 2. Hitung tahanan gesek ultimit, Rs (kN) Rs

 f s  A s  77  4  0.3D  92.4 D

Dimana As adalah luas selimut tiang

Sub Tahap 3. Hitung tahanan ujung tiang persatuan luas, qt (kPa) qt

 9  cu  9 

80  720 kPa

Sub tahap 4. Hitung tahanan ujung ultimit, Rt (kN) Rt

 qt  A t  720kPa 0.01m2   7.2kN

8-50


Sub tahap 5. Hitung kapasitas tiang ultimit, Q u (kN) Q u

 R t  Rs  92.4D  7.2

Sub tahap 6. Hitung kedalaman penanaman tiang bedasarkan beban rencana tiang, Q a(kN) dan gunakan FS = 3

Q a



Q u



92.4D  7.2

FS 3 1,000 3  92.4D  7.2 D

3,000  7.2 92.4

 32.38 m

Dimensi tiang yang digunakan yaitu :



Baja Profil H dengan penampang melintang 300 mm x 300 mm



Kedalaman pemancangan tiang (D) = 32.38 m (minimum)

Contoh 8.4. (Tanah Kohesif – Sumber Pustaka 8.4) Kepala jembatan ( Abutment ) dibangun pada profil tanah seperti yang diperlihatkan pada Gambar 8.25. Jika Faktor keamanan yang digunakan adalah 3 (dari kontrol konstruksi berdasarkan uji beban statik) tentukan beban rencana izin (Q a) dari tiang. Tiang beton yang akan digunakan adalah tiang beton prategang ukuran 356 mm x 356 mm dan panjang tiang yang diperlukan adalah 17.5 m

Cara Perhitungan : Cara 1. Perhitungan Kapasitas Tiang Aksial Statis dengan Metode Tegangan Total (Metode ) Untuk profil tanah seperti yang diperlihatkan pada Gambar 8.25, Hitunglah kapasitas aksial dari tiang dengan menggunakan metode - . Panjang tiang 17.5 m dan ujung atas tiang berada pada kedalaman 1.5 m di bawah permukaan tanah.

8-51


Kedalaman (m) 0.5 m

1.5 m

Lempung berlanau sedang 3  = 19 kN/m 3 ’ = 9.2 kN/m

5.5 m

9.5 m

Lempung berlanau kenyal 3  = 19.5 kN/m 3 ’ = 9.7 kN/m

2.5 m Lempung berlanau sangat kenyal 3  = 20.3 kN/m 3 ’ = 10.5 kN/m

cu (kPa)

0.5 m

31

2m

30

3.5 m

33

5m

34

6.5 m

35

8m

86

9.5m

91

11 m

96

12.5m

94

14 m

96

15.5m

95

17 m

158

18.5m

155

20 m

163

21.5m

168

23 m

170

Gambar 8.25. Profil tanah Contoh 8.4 Sub Tahap 1. Gambarkan profil tanah pada kedalam beberapa lapisan dan tentukan nilai adhesi (ca) dari Gambar 8.16 atau faktor adhesi ( ) dari Gambar 8.17 untuk setiap lapisan. Masukan nilai kuat geser tak teralirkan dari tanah (c u) sesuai gambar (berdasarkan pada stratigrafi tanah) dan tentukan nilai adhesi atau faktor adhesi berdasarkan pada ratio dari panjang tiang yang terpenetrasi pada tanah lempung (D) dengan diameter tiang (b). Di sepanjang tiang yang tertanam, profil tanah digambarkan kedalam 3 lapisan, yaitu lapisan 1 adalah tanah lempung berlanau sedang dengan ketebalan 5.5 m, lapisan 2 adalah tanah lempung berlanau kaku dengan ketebalan 9.5 m dan lapisan ke 3 adalah lapisan tanah lempung berlanau kaku dengan ketebalan 2.5 m. Tentukan nilai kuat geser tak teralirkan rata-rata untuk setiap lapisan,

Lapisan 1 :

8-52

c u1



31  30  33  34  35 5

 33 kPa

(Kedalaman 1.5 m -7 m)


Lapisan 2 :

c u1



Lapisan 3 :

c u1



86  91  96  94  96  95 6 158  155 2

 157 kPa

 93 kPa (Kedalaman 7 m -16.5 m)

(Kedalaman 16.5 m -19 m)

Stratigrafi tanah dari lapisan 1, 2 dan 3 sesuaikan dengan Gambar 8.16 atau Gambar 8.17. Faktanya , untuk tiang beton nilai adhesi diperoleh dari Gambar 8.16 harus sama dengan faktor adhesi dari Gambar 8.17c kali kuat geser tak teralirkan. Gambar 8.16 dan rasio kedalaman tiang terhadap diameter (D/b) akan digunakan untuk menentukan nilai adhesi untuk lapisan 1, 2 dan 3. Untuk lapisan 1 : (D/b) = (5.5 m)/0.356 m) = 15.45 Interpolasi dari gambar 8.16 untuk c u1 = 33 kPa dan (D/b) = 15.45 didapatkan : ca1 = 33 kPa Untuk lapisan 2 : (D/b) = (15 m)/0.356 m) = 42.13 Interpolasi dari gambar 8.16 untuk c u2 = 93 kPa dan (D/b) = 42.13 didapatkan : ca2 = 85 kPa Untuk lapisan 3 : (D/b) = (17.5 m)/0.356 m) = 49.16 Interpolasi dari gambar 8.16 untuk c u3 = 157 kPa dan (D/b) = 49.16 didapatkan : ca3 = 67 kPa

Sub Tahap 3. Hitung tahanan gesek dinding tiang pada setiap lapisan tanah dan tahanan gesek ultimit, Rs (kN) dari jumlah tahanan gesek dari setiap lapisan. Rs = f s As Dimana As adalah luas selimut tiang Lapisan 1 :

Rs1 = 33 kPa (4) (0.356 m) (5.5) = 259 kN

Lapisan 2 :

Rs2 = 85 kPa (4) (0.356 m) (9.5) = 1,150 kN

8-53


Lapisan 3 :

Rs3 = 67 kPa (4) (0.356 m) (2.5) = 239 kN

Total

Rs = 259 + 1,150 + 239 =1,648 kN

:

Sub Tahap 4. Hitung tahanan ujung tiang persatuan luas, qt (kPa) qt = 9 cu Dimana cu adalah kuat geser tak teralirkan dari tanah pada ujung/dasar tiang Pada ujung tiang cu 

155 163 2

 159kPa

Sehingga tahanan ujung tiang persatuan luas adalah : qt

 9 159kPa  1,431kPa

Sub tahap 5. Hitung tahanan ujung ultimit, Rt (kN) Rt = qt At = 1,431 kPa (0.356 m) (0.356 m)=182 kN

Sub tahap 6. Hitung kapasitas tiang ultimit, Q u (kN) Q u = Rs + Rt = 1,648 kN + 182 kN = 1,830 kN

Sub Tahap 7. Hitung beban rencana izin, Q a (kN)

Q a



Q u FS

Cara 2.



1,830 kN FS

 610 kN

Perhitungan Kapasitas Aksial Tiang Statis dengan Metode Tegangan Efektif

(Metode ) Untuk profil tanah seperti yang diperlihatkan pada Gambar 8.25, Perhitungan kapasitas aksial dari tiang dengan menggunakan metode , dimana panjang tiang yang tertanam adalah 17.5 m dapat mengikuti tahap-tahap berikut :

Sub Tahap 1. Gambarkan profil tanah kedalam lapisan-lapisan dan tentukan nilai sudut geser dalam (’) untuk setiap lapisan. a. Hitung tegangan overburden efektif (p o) sbb :

Pada z =0,

po

  '  z  16.5 0  0

Pada z =0.5 m,

po

 19 0.5  9.5 kPa

8-54


Pada z =4.25 m, Pada z =7 m,

po

po

 9.5  9.2  3.75  44

kPa

 9.5  9.2  6.5  69.3 kPa

Pada z =11.75 m,

po

 69.3  9.7  4.75  115.4 kPa

Pada z =16.5 m,

po

 69.3  9.7  9.5  161.45 kPa

Pada z =17.75 m,

po

 161.45  10.5  1.25  174.6 kPa

Pada z =19 m, p o  161.45  10.5  2.5  187.7 kPa b. Hitung tegangan overburden efektif rata-rata pada bagian tengah setiap lapisan tanah, p o (kPa).

c.

Lapisan 1 :

po1 = 44 kPa

(titik tengah dari lapisan 1 pada kedalaman4.25 m)

Lapisan 2 :

po2 = 1154 kPa


Lapisan 3 :

po3 = 174.6 kPa


Tentukan sudut geser dalam ( ’) pada setiap lapisan dari uji laboratorium atau data insitu. Sudut geser dalam efektif ( ’) untuk setiap lapisan tanah diperoleh dari uji triaksial di laboratorium sbb : Lapisan 1 :

o ’ = 27

Lapisan 2 :

o ’ = 29

Lapisan 3 :

o ’ = 30

Sub Tahap 2. Pilih koefisien  untuk setiap lapisan tanah a. Gunakan pengalaman local untuk memilih koefisien  untuk setiap lapisan tanah. Asumsikan bahwa tidak ada pengalaman local. b. Karena tidak ada pengalaman local maka gunakan Tabel 8.8 atau Gambar 8.19 untuk memperkirakan koefisien  dari sudut geser dalam ’ untuk setiap lapisan. o

Lapisan 1 :

1 = 0.3

(’ = 27 )

Lapisan 2 :

2 = 0.35

(’ = 29 )

Lapisan 3 :

3 = 0.4

(’ = 30 )

o o


  po  0.3 44 kPa  13.2 kPa

Lapisan 1 :

f s1b

Lapisan 2 :

f s2

 0.35 115.4 kPa  40.39 kPa

Lapisan 3 :

f s1a

 0.4 174.6 kPa  69.84 kPa

8-55


Sub Tahap 4. Hitung tahanan gesek dinding tiang pada setiap lapisan dan hitung tahanan gesek ultimit, Rs (kN) dari jumlah tahanan gesek dinding tiang pada setiap lapisan. Rs

 f s

As

Lapisan 1 :

R s1b

 13.2 4 0.356m 5.5 m  103kN

Lapisan 2 :

Rs2

 40.39 4 0.356m9.5 m  546kN

Lapisan 3 :

R s3

 69.844 0.356m2.5 m  249kN

Total

:

Rs

 Rs1  R s2  Rs3  103 546 249  898kN


 Nt Pt

a. Gunakan pengalaman lokal untuk memilih koefisien N t. Asumsikan tidak ada pengalaman lokal. b. Jika pengalaman lokal tidak ada, perkirakan koefisien N t dari Tabel 8.8 atau Gambar 8.20 berdasarkan nilai sudut geser dalam ( ’) Berdasarkan uji triaksial di laboratorium, sudut geser dalam tak teralirkan adalah :

'toe  30o c.



Nt

 30

Hitunglah tegangan overburden efektif pada ujung tiang (p t) Tegangan overburden efektif pada ujung tiang (p t) sudah dihitung sebelumnya dan didapatkan : pt = 187.7 kPa Tahanan ujung tiang persatuan luas, q t (kPa) adalah : qt

 Nt Pt  30 187.7 kPa  5,631kPa


 qt

At

 5,631 kPa 0.356m 0.356m  715kN


 Rs  R t  898 715  1,613kN

Sub Tahap 8. Hitung beban izin rencana, Q a (kN) 8-56


Q a



Q u FS



1,613 kN 3

 537.7 kN

Tabel 8.12. Rangkuman perkiraan kapasitas ultimit tiang untuk panjang tiang 11.5 m Metode yang digunakan

Tahanan

Tahanan

Kapasitas

Beban izin

untuk mengestimasi

gesek dinding

ujung tiang,

tiang ultimit,

rencana tiang,

kapasitas tiang

tiang, Rs (kN)

Rt (kN)

Q u (kN)

Qa (kN)

1,648

182

1830

610

898

715

1.613

537.7

Metode tegangan total (Metode ) Metode tegangan efektif (Metode )

8.2.6 Kapasitas Tiang Pada Tanah Berlapis Kapasitas ultimit dari tiang pada tanah berlapis dapat dihitung dengan kombinasi metodemetode yang dijelaskan sebelumnya untuk tanah non kohesif dan tanah kohesif. Untuk contoh perhitungan manual kombinasi metode Nordlund dari Sub bab 8. 2.2.2 untuk lapisan tanah non kohesif dengan metode  dari sub bab 8.2.3.1 untuk lapisan tanah kohesif dapat digunakan. Metode tegangan efektif seperti yang dijelaskan pada Sub bab 8.2.4 dapat juga digunakan untuk profil tanah berlapis. Metode CPT seperti yang didjelaskan pada Sub bab 8.2.4 juga bisa digunakan untuk profil tanah berlapis. Bagaimanapun tanah sering terjadi dalam lapisan berbagai tipe tanah dan tahanan total tergantung pada :

Letak dasar tiang. Pada umumnya tiang dalam tanah kohesif mempunyai tahanan permukaan relatif tinggi dan tahanan

dasar yang rendah dan dalam tanah non kohesif, berlaku sebaliknya. Dengan

demikian dalam tanah berlapis letak dasar tiang adalah sangat penting. Hal ini dijelaskan dalam Tabel 8.12. Tahanan lapisan masing-masing .

Kapasitas ultimit tiang (Q u) untuk tanah berlapis dari berbagai tipe, tergantung pada sumbangan lapisan-lapisan tersebut pada kompresibilitas relatif dan kekuatan tiap lapisan Ini juga dijelaskan dalam Tabel 8.12 Gesekan permukaan total dari perpaduan lapis non kohesif dan lapisan kohesif adalah

jumlah gesekan permukaan dari lapis-lapis penyumbang. Dalam kasus lapis-lapis non kohesif, tegangan vertikal efektif diambil sebesar nilai terkecil dari tegangan efektif aktual dan tegangan efektif batas dihitung dengan anggapan bahwa semua lapis tanah mempunyai besaranbesaran sama seperti lapis yang ditinjau.

8-57


Tabel 8.13. Pedoman untuk menentukan lapisan yang menyumbang kapasitas aksial dalam

tanah tidak-homogen

Bila tiang dilaksanakan melalui 2 lapis, yang atas dengan kapasitas dukung rendah dan yang bawah dengan kapasitas tinggi, hanya lapis bawah dengan kapasitas dukung tinggi dan tebal D1, ditinjau sebagai lapis penahan.

Bila tiang dilaksanakan melalui 3 lapis, dengan 2 lapis terbawah yang mempunyai kapasitas dukung tinggi, gesekan permukaan dalam lapis D2 hanya diperhitungkan sebesar pengaruh mobilisasi penurunan. Secara konservatif ini diabaikan

Bila tidak ada mobilisasi gesek, kapasitas ultimit tiang dihasilkan oleh tahanan ujung tiang saja.

Bila di bawah suatu lapis atas dengan kapasitas dukung tinggi terdapat lapisan tengah

dengan

kapasitas

daya

dukung

rendah, gesekan dalam lapisan atas tidak dapat ikut diperhitungkan

8-58


Gaya penarik negative dapat terjadi dalam satu lapis atau dalam 2 atau lebih

Bila pondasi tiang berada pada lapis teguh yang melapisi suatu lapisan yang lebih lembek, tahanan ujung tiang harus dikurangi untuk mencerminkan hal tersebut.

Contoh 8.5. (Tanah Kohesif dan Tanah Non Kohesif – Sumber Pustaka 8.4) a. Suatu tiang tunggal diperlukan untuk memikul beban dari struktur sebesar 1,000 kN b. Tentukan luas penampang tiang dan kedalaman rencana, investigasi tanah diberikan di bawah ini :

8-59


0.5 m

Dasar balok fondasi/cap

2m Fluktuasi musim Dalam muka air tanah

5m

Lempung kepasiran sedang N’-SPT rata-rata = 4 3 1 = 18 kN/m 3 sat(1) = 20 kN/m

15 m Kerikir kepasiran padat N’-SPT rata-rata = 35 3 2 = 20 kN/m 3 sat(2) = 22 kN/m

Gambar 8.26. Profil tanah Contoh 8.5 Cara Perhitungan : Pelajari data titik bor dan hasil pengujian untuk menentukan :



Lapisan pendukung yang memberikan tahanan ujung tiang



Lapisan – lapisan yang menyumbangkan tahanan gesek dinding t iang

Lapisan padat non kohesif akan memberikan banyak tahanan ujung dibandingkan dengan lapisan lempung, sehingga pada persoalan ini tiang hanya didukung oleh material padat . Untuk menjamin bahwa tahanan ujung dikembangkan secara penuh, maka dasar tiang harus tertanam paling sedikit sejauh 4 x Diameter tiang kedalam lapisan padat : Db = 4 x 0.4 m = 1.6 m (minimum)

 Db diambil 2 m

Panjang tiang yang dicoba (D) = 14.5 + 2 m = 16.5 m Dengan menggunakan Tabel 8.12 adalah sangat beralasan dan konservatif untuk mengabaikan semua tahanan gesek dinding tiang dari lempung kepasiran sedang.

8-60


Cara 1. Perhitungan Kapasitas Aksial Tiang dengan Metode Nordlund 2

Panjang tiang yang dicoba 16.5 m, dimensi penampang tiang 500 x 500 mm dan ujung atas tiang berada pada kedalaman 0.5 m di bawah permukaan tanah.


po

  '  z  16.5  0  0

Pada z =0.5 m,

po

 18 0.5  9 kPa

Pada z =2 m,

po

 9  18 1.5  36

Pada z =15 m,

po

 36  20  9.81 13  168.47 kPa

Pada z =16 m,

po

 168.47  22  9.81 2  192.85 kPa

kPa

Sub Tahap 2. Tentukan koefisien t dan faktor daya dukung (N’ q) dari sudut geser dalam ( ) dekat ujung tiang. Karena nilai  tidak disediakan oleh uji laboratorium atau data in-situ, maka nilai  dapat diestimasi dengan menggunakan Tabel 8.1 menggunakan nilai N’-SPT rata-rata '

Ntoe  35  toe = 37

o

Masukan nilai  dekat ujung tiang pada Gambar 8.10 untuk menentukan koefisien t berdasarkan pada rasio panjang tiang (D) terhadap diameter (d)

D b



16.5 m 0.5 m

 33 m o

Untuk toe = 37 dan D/b = 33



t = 0.7

Masukan nilai  dekat ujung tiang untuk menentukan N’ q (gambar 8.11) o


N’q = 90

Sub Tahap 3. Hitung tegangan overburden efektif pada ujung tiang, p t (kPa) Tegangan overburden efektif pada ujung tiang harus dibatasi maksimum 150 kPa. Tegangan overburden efektif pada ujung tiang, p t sudah dihitung sebelumnya yaitu sebesar 192.85 kPa: pt = 192.85 kPa > 150 kPa

 ambil nilai terkecil diantara 2 nilai tersebut

Jadi pt = 150 kPa

Sub Tahap 4. Hitung tahanan ujung ultimit, R t (kN) 8-61


a. Hitung Rt

Rt

  t N'q p t

 0.7  90  150 kPa 0.5 m  0.5 m  2,362.5 kN

At

b. Batasan Rt = qL At Dengan menggunakan sudut geser dalam estimasi ( ) dan Gambar

8.12 maka

didapatkan nilai tahanan ujung ultimit persatuan luas (q L) sebesar 10,000 kPa, sehingga tahanan ujung ultimit adalah : Rt = 10,000 kPa (0.5 m) (0.5 m) = 2,500 kN Ambil nilai terendah dari dua nilai R t yang diperoleh dari langkah a dan b Rt = 2,362.5 kN

Sub tahap 5. Hitung kapasitas tiang ultimit, Q u (kPa) Q u = Rs + Rt = 0 kN + 2,362.5 kN =2,362.5 kN

Sub Tahap 6. Hitung beban rencana izin, Q a (kN)

Q a



Q u FS



2,362.5 kN 3

 787.3 kN  1,000 kN

Nilai beban izin rencana tiang lebih kecil dari beban luar yang bekerja sehingga dimensi tiang harus diperbesar

Cara 2.

Perhitungan Kapasitas Aksial Tiang Statis dengan Metode Tegangan Efektif

(Metode ) Untuk profil tanah seperti yang diperlihatkan pada Gambar 8.26, Perhitungan kapasitas aksial dari tiang dengan menggunakan metode , dimana panjang tiang yang tertanam adalah 16.5 m dapat mengikuti tahap-tahap berikut :


 Nt Pt

Gunakan pengalaman lokal untuk memilih koefisien N t. Asumsikan tidak ada pengalaman local. Jika pengalaman lokal tidak ada, perkirakan koefisien N t dari Tabel 8.8 atau Gambar 8.20 berdasarkan nilai sudut geser dalam ( ’) Berdasarkan uji triaksial di laboratorium, sudut geser dalam tak teralirkan adalah : 8-62


'toe  37o



Nt

 80

Hitunglah tegangan overburden efektif pada ujung tiang (p t) Tegangan overburden efektif pada ujung tiang (p t) sudah dihitung sebelumnya dan didapatkan : pt = 192.85 kPa > 150 kPa  ambil pt = 150 kPa Tahanan ujung tiang persatuan luas (q t) adalah : qt

 Nt Pt  80 150  12,000kPa


 qt A t  12,000 kPa 0.5 m0.5 m  3,000kN


 Rs  Rt  0  3,000kN  3,000kN


Q a



Q u FS



3,000 kN 3

 1,000 kN

Nilai beban izin rencana tiang sama besar dengan beban luar yang bekerja

Tabel 8.14. Rangkuman perkiraan kapasitas ultimit tiang untuk panjang tiang 16.5 m Metode yang digunakan

Tahanan gesek

Tahanan

Kapasitas

Beban izin

untuk mengestimasi

dinding tiang,

ujung tiang,

tiang ultimit,

rencan tiang,

kapasitas tiang

Rs (kN)

Rt(kN)

Q u (kN)

Q a (kN)

0

2,362.5

2,362.5

787.5

0

3,000

3,000

1,000

Metode Nordlund Metode tegangan efektif

Dimensi tiang yang digunakan berdasarkan metoda tegangan efektif yaitu :



Ukuran penampang melintang 500 mm x 500 mm



Kedalaman pemancangan tiang (D) = 16.5 m (minimum)

Contoh 8.6. (Tanah Kohesif dan Tanah Non Kohesif – Sumber Pustaka 8.4)

8-63


Pilar jembatan ( pier ) dibangun pada profil tanah seperti yang diperlihatkan pada Gambar 8.27. Jika Faktor aman yang digunakan adalah 3 (dari kontrol konstruksi berdasarkan uji beban statis) hitunglah beban izin rencana (Q a) dimana tiang beton yang akan digunakan adalah beton prategang ukuran 356 mm x 356 mm dan panjang tiang yang digunakan adalah 13 m.

Kedalaman

cu (kPa)

Lanau lepas 3 3  = 14.9 kN/m , ’ = 5.1 kN/m

2m 1m

Pasir adat dan kerikil ekstrim,

3m


3

= 19.6 kN/m , ’ = 9.8 kN/m

32

2m 2.5 m 3.5 m 5m

91 120

6.5 m 139

9m

Lempung berlanau sangat kenyal 3  = 20.26 kN/m 3 ’ = 10.4 kN/m

8m

154

9.5m

158

11 m

156

12.5m 158 14 m

163

15.5m

5m

Pasir padat dan kerikil 3  = 20.1 kN/m 3 ’ = 10.3 kN/m

17 m 18.5m

Batuan dasar

20 m

Gambar 8.27. Profil tanah Contoh 8.6 Cara Perhitungan : Perhitungan Kapasitas Tiang Statis dengan Metode Nordlund dan Metode Untuk profil tanah seperti yang diperlihatkan pada Gambar 8.27, perhitungan kapasitas aksial dari tiang menggunakan metode SPT Meyerhof dimana panjang tiang yang dicoba 13 m, ujung atas tiang berada pada kedalaman 2 m di bawah permukaan tanah. Ukuran penampang tiang 356 mm x 356 mm.

Sub Tahap 1. Gambarkan profil tanah pada setiap lapisan. Tentukan sudut geser dalam untuk lapisan tanah non kohesif dan kuat geser tak teralirkan (c u) untuk lapisan tanah kohesif. Hitung tegangan overburden efektif (p o) sbb : 8-64


Pada z =0,

po

  '  z  16.5  0  0

Pada z =2 m,

po

 5.1  2  10.2 kPa

Pada z =2.5 m,

po

 10.2  10.6  0.5  15.5 kPa

Pada z =15 m,

po

 50.2  10.4  9  143.8 kPa

Pada z =17 m,

po

 143.8  10.3  2  164.4 kPa

Pada z =18.5 m,

po

 143.8  10.3  3.5  179.85 kPa

Pada z =20 m,

po

 143.8  10.3  5  195.3 kPa

Hitung nilai N-SPT terkoreksi

Tabel 8.15. Perhitungan Nilai N’-SPT terkoreksi untuk Contoh 8.6. Kedalaman

Po

Nilai N-SPT

Faktor koreksi

Nilai N’-SPT

(m)

(kPa)

lapangan

(CN)

terkoreksi

2

10.2

7

1.75

12.25

2.5

15.5

83

1.61

133.63

15

143.8

38

0.86

32.68

17

164.6

46

0.82

37.72

18.5

179.85

41

0.79

32.39

20

195.3

50

0.76

38

Disepanjang panjang tiang yang tertanam, profil tanah digambarkan kedalam tiga lapisan. Lapisan 1 ketebalan 1 m kerikil dan pasir padat ekstrim (non kohesif), Lapisan 2 ketebalan 3 m lempung berlanau kenyal (kohesif) dan lapisan 3 ketebalan 9 m lempung berlanau sangat kenyal (kohesif).

Untuk lapisan tanah non kohesif : Tentukan nilai N’-SPT terkoreksi rata-rata dan perkirakan sudut geser dalam ( ) dari Tabel 8.1 . '

Lapisan 1 : N1  135 (Lapisan 1 – kedalaman 2-3 m, kerikil dan pasir padat ekstrim) o

Untuk N’ > 50, maka sudut geser dalam dari Table 8.1 didapatkan nilai tertinggi 43 . Namun, suatu batasan sudut geser dalam seperti yang di bahas pada Sub bab 8.1.1 dimana lapisan 1 merupakan lapisan yang terdiri dari kerikil bersudut yang keras, sehingga nilai sudut geser dalam yang didapat adalah : o 1 = 36

(batasan sudut geser dalam)

Untuk lapisan tanah kohesif Tentukan kuat geser tak teralirkan rata-rata (c u) untuk setiap lapisan tanah. 8-65


Lapisan 2 : (Lapisan 2, kedalaman 3 – 6 m, lempung berlanau kenyal)

c u2



91  120 2

 106 kPa

Lapisan 3 : (Lapisan 3, kedalaman 6 – 15 m, lempung berlanau sangat kenyal)

c u2



139  154  158  156  158  163

Sub tahap 2.

6

 155 kPa

Hitung tahanan gesek dinding tiang pada tanah lapisan 1 (Non kohesif)

menggunakan metode Nordlund. a. Tentukan sudut gesek antara tanah dengan tiang ( ) berdasarkan volume tanah yang dipindahkan (V) dan sudut geser dalam ( ) Hitung volume tanah yang dipindahkan persatuan panjang dari tiang (V) dimana  = 0 V  0.356 m  0.356 m 1 m / m  0.127 m3 m

Masukan nilai V ke dalam Gambar 8.4 dan tentukan rasio / untuk tipe tiang beton prategang.

   0.84 Hitung  dari rasio / :  1  0.84 36o   30.2 o

Lapisan 1

b. Tentukan koefisien tekanan tanah lateral (K ) untuk setiap nilai sudut geser dalam ( ) o

3

Tentukan K berdasarkan 1 = 36 ,  = 0 dan V = 0.127 m /m menggunakan Gambar 8.5, 8.6, 8.7 dan 8.8. Langkah-langkah prosedur untuk menentukan nilai K  menggunakan interpolasi linier dan interpolasi log linier. o

3

Untuk 1 = 36 ,  = 0 dan V = 0.127 m /m didapatkan : K = 2.1 c.

Tentukan faktor koreksi (C F) untuk K yang diterapkan jika    o

Gunakan Gambar 8.9 untuk menentukan faktor koreksi (CF) dengan  = 36 dan / = 0.84 Lapisan 1 : 8-66

untuk 1 = 36

o

 CF1 = 0.92


d. Hitung tegangan overburden efektif pada bagian tengah setiap lapisan tanah (p d) (kPa) (Catatan : nilai batas tidak diterapkan untuk p d). Lapisan 1 :

pd1 = 15.5 kPa

(titik tengah lapisan 1 pada kedalaman 2.5 m)

e. Hitung tahanan gesek dinding tiang pada tanah lapisan 1 RS

 K

CF p d sin  C d D

Dimana : Cd = 4 x 0.356 = 1.424 m Lapisan 1 :

RS

 2  0.92 15.5 kPa sin 30.2o  1.424 1  22 kN

Sub Tahap 3. Hitung tahanan gesek dinding tiang pada tanah lapisan 2 dan 3 (kohesif menggunakan metode . a. Tentukan nilai adhesi (c a) Untuk Lapisan 2 : Rasio kedalaman terhadap diameter tiang : (D/b) = (3 m)/0.356 m) = 8.43 Untuk cu2 = 106 kPa dan (D/b) = 8.43 dari Gambar 8.17a didapatkan :

 = 1 Nilai adhesi c a2 =  cu2 = 1 x 106 kPa = 106 kPa Tahanan gesek dinding tiang untuk lapisan 2 adalah : f S2

 c a2  106 kPa

Untuk lapisan 3 : (D/b) = (9 m)/0.356 m) = 25.28 Interpolasi dari faktor adhesi dari gambar 8.17c untuk c u3 = 155 kPa dan (D/b) = 25.28 didapatkan :

 = 0.35 Nilai adhesi adalah :

8-67


ca3 =  cu3 = 0.35 x 155 kPa = 54.3 kPa Sebagai perbandingan, gunakan gambar 8.16 untuk beton dengan cu3 = 155 kPa dan (D/b) = 25.28, dengan interpolasi didapatkan nilai : ca3 = 54.7 kPa sehingga untuk lapisan 3 : f s3 = ca3 = 54.3 kPa b. Hitung tahanan gesek ultimit, R s (kN) pada lapisan 2 dan 3 Rs = f s As Lapisan 2 :

Rs2 = 106 kPa (4) (0.356 m) (3) = 453 kN

Lapisan 3 :

Rs3 = 54.3 kPa (4) (0.356 m) (9) = 696 kN

Sub Tahap 4. Jumlah tahanan gesek tiang pada setiap lapisan tanah untuk memperoleh tahanan gesek ultimit, R s (kN) Rs = Rs1 +Rs2 + Rs3 = 22 kN + 453 kN + 696 kN = 1,171 kN

Sub Tahap 5. Hitung tahanan ujung ultimit menggunakan metode Nordlund Gunakan Metode Nordlund, karena tanah pada ujung tiang adalah kerikil dan pasir padat (Non kohesif). ’

A. Tentukan koefisien t dan faktor kapasitas dukung, N q dengan menggunakan nilai sudut geser dalam () yang dekat dengan ujung tiang. Karena nilai  tidak tersedia dari uji laboratoriun dan data in situ maka gunakan Tabel 8.1 untuk memperkirakan ( ) nilai N’SPT terkoreksi rata-rata dari ujung tiang sampai 3 x Diameter di bawah ujung tiang (1.065 m). '

Ntoe a.

 33o



 toe  35o

Gambar 8.10 berdasarkan nilai sudut geser dalam ( ) yang dekat dengan ujung tiang. o

Tentukan t dengan memasukan nilai toe = 35 kedalam gambar 8.10. D/b = 13 m/0.356 m = 36.52 o

Untuk toe = 35 dan D/d = 36.52 didapatkan t = 0.67

8-68


o

b. Tentukan nilai N’ q dengan memasukan nilai toe = 35 kedalam Gambar 8.11 o

’

Untuk toe = 35  N q = 65 A. Hitunglah tegangan overburden efektif pada ujung tiang, p t (kPa) Tegangan overburden efektif pada ujung tiang dibatasi maksimum 150 kPa. Tegangan overburden efektif pada ujung tiang (p t) sudah dihitung sebelumnya dan didapatkan : pt = 143.8 kPa < 150 kPa  ambil pt = 143.8 kPa

 OK

B. Hitung tahanan ujung ultimit Rt (kN) a.

Rt

  t N'q p t

At

 0.67 65 143.8 kPa 0.356 m 0.356 m  795kN

b. Batasan Rt = qL At o

Dengan menggunakan sudut geser dalam estimasi ( ) = 35 dan Gambar 8.12 maka didapatkan nilai tahanan ujung ultimit persatuan luas (q L) sebesar 5,000 kPa, sehingga tahanan ujung ultimit adalah : Rt = 5,000 kPa (0.356 m) (0.356 m) = 635 kN Ambil nilai terendah dari dua nilai R t yang diperoleh dari langkah a dan b Rt = 635 kN


 Rs  R t  1,171 635  1,806 kN

Sub Tahap 7. Hitung beban izin rencana tiang, Q a (kN)

Q a



1,806 3

 602kN

8.2.7 Perhitungan Gesek Dinding Negatif 8.2.7.1 Gesek Dinding Negatif Gesek dinding negatif (Negative Skin Friction) atau bahasa lain disebut downdrag disebabkan oleh penurunan tanah akibat penambahan beban setelah tiang dipancangkan (Gambar 8.28). Jika sebagian atau seluruh tanah disepanjang dinding tiang bergerak ke bawah relatif terhadap tiang (artinya tanah bergerak ke bawah sedangkan tiang diam). Akibatnya, arah gaya gesek dinding tiang menjadi ke bawah, sehingga menjadi gaya 8-69


tambahan yang harus didukung oleh tiang. Gaya gesek oleh tanah pada dinding tiang yang bekerja ke bawah ini disebut sebagai gaya gesek dinding negatif. Gaya ini merupakan tambahan beban bagi tiang yang harus ditambahkan dengan beban struktur. Jika diperhatikan Gambar 8.28 dimana lapisan tanah yang mengalami penurunan (tanah lempung lunak) dengan muka air di atas permukaan tanah lempung, kemudian diatas lapisan tanah lempung tersebut diletakan tanah timbunan baru (pasir). Akibat berat timbunan, tekanan air pori akan bertambah. Disini dianggap bahwa tanah timbunan dan lapisan fondasi atau lapisan pendukung berupa material yang tembus air/ pasir. Bila dalam jangka waktu tertentu maka tekanan air pori akan turun (tanah terkonsolidasi) maka tanah ini akan mengalami penurunan. Gerakan tanah ke bawah yang terjadi, menyeret tiang ke bawah yang menyebabkan timbulnya gaya gesek dinding negtif pada dinding tiang. Kondisi ini merupakan kondisi yang serius, karena penempatan tanah timbunan di atas tanah lunak biasanya diikuti oleh penurunan yang besar. Sedangkan tanah timbunan sering terdiri dari tanah granuler dengan kuat geser yang tinggi yang menghasilkan gesek dinding negative yang berkapasitas tinggi (Gambar 8.28). Gelagar jembatan

Timbunan baru

Tanah yang mengalami penurunan (Tanah lempung lunak)

Lapisan fondasi/ Lapisan pendukung

Gambar 8.28. Penurunan disekitar tiang yang mendukung kepala jembatan yang menyebabkan gaya gesek dinding negatif Gaya gesek dinding negatif bergantung pada bebarapa faktor : 1. Gaya relatif antara tanah timbunan dengan tiang 2. Gaya relatif antara tanah yang mampat dengan tiang 3. Kompresi (pemendekan) elastis tiang akibat beban struktur 4. Karakteristik tanah (tipe tanah, kuat geser, kompresibilitas, kedalaman lapisan, kekakuan tanah pendukung tiang) 5. Kecepatan konsilidasi lapisan tanah yang mampat

8-70


Jika gesek dinding negatif terjadi pada tanah lempung, maka kecepatan pembebanan harus dipertimbangkan. Briaud dan Tucker (1993) memberikan beberapa kriteria untuk mengidentifikasi kapan gaya gesek dinding negatif terjadi. Jika salah satu dari kriteria ini ditemui maka gaya gesek dinding negatif harus dipertimbangkan dalam perencanaan. Kriteria tersebut adalah : 1. Penurunan total dari permukaan tanah akan lebih besar dari 100 mm (4 in) 2. Penurunan total dari permukaan tanah sesudah pemancangan tiang lebih besar dari 10 mm (0.4 in) 3. Tinggi timbunan yang diletakan di atas permukaan tanah lebih dari 2 m (6.5 ft) 4. Ketebalan lapisan lempung lunak lebih besar dari 10 m (33 ft) 5. Muka air tanah terendah lebih dari 4 m (13 ft) 6. Panjang tiang lebih dari 25 m (82 ft)

8.2.7.2 Pendekatan Tradisonal Untuk Menghitung Gesek Dinding Negatif Metode Tegangan Total (Metode ) seperti yang dijelaskan pada Sub bab 8.2.3.1. sering digunakan untuk menghitung gaya gesek dinding negatif pada tanah kohesif. Dalam pendekatan ini nilai gaya gesek dinding negatif pada tanah lempung adalah : 

Q s

 ca  As

Untuk tanah non kohesif yang berada di atas lapisan tanah yang terkonsolidasi dihitung dari tahanan gesek dinding tiang pada tanah non kohesif

Tahap-tahap Prosedur untuk Menganalisa Gaya Gesek Dinding Negatif Sub Tahap 1. Tentukan sifat-sifat tanah dan profil tanah untuk menghitung penurunan Sub Tahap 2. Tentukan kenaikan tegangan ( p) terhadap kedalaman akibat beban timbunan Kenaikan tegangan vertikal akibat beban timbunan ( Embankment ) dapat diekspresikan sebagai :

 B q  B  B  p   1 2  1  2   1 2    B2  B2 

(8.38)

dimana : q   H 3

adalah berat volume tanah timbunan (kN/m )

 H

adalah tinggi timbunan (m)

8-71


B  B   B  1 radian  tan1   1 2   tan1  1   z   z 

(8.39)

B   2  tan1   1   z 

(8.40)

B2

B1

q = h h

z

1

2 A

Gambar 8.29. Beban timbunan Sub Tahap 3. Hitung penurunan tanah untuk lapisan tanah disepanjang tiang yang tertanam a. Tentukan parameter uji konsolidasi untuk setiap lapisan tanah dari hasil uji konsolidasi di laboratorium b. Hitung penurunan dari setiap lapisan tanah menggunakan persamaan penurunan seperti yang dijelaskan pada Sub bab 8.4.1 untuk tanah non kohesif dan Sub bab 8.4.2 untuk tanah kohesif c.

Hitung penurunan total disepanjang tiang yang tertanam dimana sama dengan jumlah penurunan dari setiap lapisan tanah. Jangan memasukan penurunan tanah di bawah ujung tiang dalam perhitungan.

Sub tahap 4. Tentukan panjang tiang yang akan mengalami gaya gesek dinding negatif Gaya gesek dinding negatif terjadi akibat penurunan antara tanah dan tiang. Jumlah penurunan antara tanah dan tiang perlu untuk mengerahkan gaya gesek dinding negatif sekitar 10 mm. Namun gaya gesek dinding negatif akan terjadi pada sisi tiang disetiap lapisan tanah dengan penurunan lebih besar dari 10 mm.

Sub Tahap 5. Tentukan besarnya gaya gesek dinding negatif (Q -s) Metode yang digunakan untuk menghitung gaya gesek dinding negative disepanjang tiang yang ditentukan pada Sub Tahap 4 harus sama dengan metode yang digunakan untuk 8-72


menghitung tahanan gesek dinding ultimit (positif) kecuali

gaya dalam arah yang

berlawanan.

Sub Tahap 6.

Hitung kapasitas tiang ultimit dari tahanan gesek dinding tiang positif dan +

tahanan ujung tiang (Q u) Tahanan ujung dan tahanan gesek positif akan terjadi pada kedalaman dimana pergerakan tanah – tiang relatif kurang dari 10 mm.

Sub Tahap 7. Hitung kapasitas tiang ultimit netto (Q netu)

Q net u

 Q u  Q s

(8.41)

Sub Tahap 8. Pertimbangkan alternatif untuk memperoleh kapasitas tiang ultimit netto yang lebih tinggi Alternatif yang digunakan mencakup :



Penggunaan coating bitumen pada tiang untuk mengurangi tahanan gesek dinding negative.



Penggunaan tiang yang lebih panjang



Penggunaan pembebanan awal ( preloading) atau drainase vertikal untuk mengurangi penurunan sebelum pemasangan tiang



Penggunaan timbunan ringan untuk mengurangi gaya gesek dinding negatif dll.

Contoh 8.7. (Sumber Pustaka 8.4) Fondasi tiang kepala jembatan seperti pada Gambar 8.30 di bawah ini mengalami tahanan gesek dinding negatif akibat penurunan tanah yang disebabkan oleh penempatan material timbunan setinggi 10 m dibelakang kepala jembatan sesudah pemasangan tiang. Hitunglah kapasitas tiang ultimit.

Cara Perhitungan : Sub Tahap 1. Tentukan sifat-sifat tanah dan profil tanah untuk menghitung penurunan. Sifatsifat tanah dapat dilihat pada Gambar 8.30 berikut ini :

8-73


Material timbunan 3 timbunan = 20 kN/m

10 m

Permukaan tanah 0.5 m

1.5 m

5.5 m

9.5 m

eo = 0.94

Lempung berlanau sedang 3  = 19 kN/m 3 ’ = 9.2 kN/m

pc = 67 kPa 6.5 m

Cc = 0.34 Ccr = 0.03

eo = 0.8


pc = 200 kPa Cc = 0.3

9.5 m

Ccr = 0.03

2.5 m

eo = 0.54

Lempung berlanau sangat kenyal 3  = 20.3 kN/m 3 ’ = 10.5 kN/m

pc = 297 kPa

9m

Cc = 0.2 Ccr = 0.02

6.5 m

Gambar 8.30. Contoh 8.7 Sub Tahap 2. Tentukan kenaikan tegangan ( p) terhadap kedalaman akibat beban timbunan. Diketahui :



Lebar bagian atas lereng timbunan

= 12 m



Kemiringan sisi lereng timbunan

= 2H : 1V



Tinggi timbunan

= 10 m



Beban merata timbunan : q    h  20

8-74

kN

kN

m

m2

 10 m  200 3


B2=20 m

B1=6 m

q = h h=10 m

z

1

2 A

Gambar 8.31. Penampang timbunan Kenaikan tegangan vertikal akibat beban timbunan : Kedalaman z = 3.5 m

 6  20    6   rad 1 radian  tan1   1.437  1.04  0.397 rad    tan 1     3.5   3.5  180o  6   rad  2  tan1   1.04 rad    o 3 . 5 180    

Gunakan persamaan (8.38) untuk menghitung kenaikan tegangan

p 

200  6  20 

  

20

6 kN   0.397  1.04  1.04  99.06 2 20 m  

Tegangan overburden efektif pada kedalaman 3.5 m adalah :

po

 0.5 19  3  9.2  37.1

kN 2

m

Kedalaman z = 11.7 m

 6  20    6   rad 1 radian  tan1   1.148  0.474  0.674 rad    tan 1    o 11 . 7 11 . 7 180      

8-75


 6   rad 2  tan1   0.474 rad    o 11 . 7 180     Gunakan persamaan (8.38) untuk menghitung kenaikan tegangan

p 

200  6  20 

  

20

6 kN   0.674  0.474  0.474  85.96 2 20 m  

Teganan overburden efektif pada kedalaman 11.7 m adalah :

po

 0.5  19  3  9.2  9.7  4.75  115.375

kN 2

m

Kedalaman z = 25.5 m 6  20     6   rad 1 radian  tan1   0.795  0.231  0.564 rad    tan 1     25.5   25.5  180o  6   rad  2  tan1   0.231    o 25 . 5 180   

Gunakan persamaan (8.38) untuk menghitung kenaikan tegangan

p 

200  6  20 

  

20

6 kN   0.564  0.231  0.231  61.38 2 20 m  

Teganan overburden efektif pada kedalaman 25.5 m adalah :

po

 0.5  19  3  9.2  9.7  9.5  10.5  4.5  208.7

kN 2

m

Tabel 8.16. Perhitungan kenaikan tegangan ( p) pada titik tengah setiap lapisan tanah Kedalaman

1

2

p

po

po+p

pc

Sc

10%xSc

(m)

(rad)

(rad)

(kPa(

(kPa)

(kPa)

(kPa)

(m)

(m)

3.5

0.397

1.04

99.06

37.11

136.17

67

0.406

0.0406

11.7

0.674

0.474

85.96

115.375

201.335

200

0.043

0.0043

25.5

0.564

0.231

61.38

208.7

270.08

297

0.013

0.0013

0.462

0.0462

Penurunan total (s)

Sub Tahap 3. Hitung Penurunan tanah untuk lapisan tanah disepanjang tiang yang tertanam Kedalaman z = 3.5 m (lapisan 1)

8-76


Tanah lapisan 1 adalah tanah kohesif terlalu terkonsolidasi dimana berdasarkan Table 8.16 di atas terlihat bahwa nilai p o

  p  p

c

, sehingga penurunan dapat dihitung sbb :

 0.03 log 67   7  0.34 log 37.1  99.06   0.028  0.378  0.406 m  1  0.94  67 1  0.94 37.1 

s 7

Kedalaman z = 11.7 m (Lapisan 2) Tanah lapisan 2 adalah tanah kohesif terlalu terkonsolidasi dimana dari Table 8.16 di atas terlihat bahwa nilai p o

  p  p

 0.03 log 200   1  0.8 115.375

s  9.5 

c


 0.3 log 115.375 85.96  0.038  0.0046 0.043m  200 1  0.8

9.5 

Kedalaman z = 25.5 m (lapisan 3) Tanah pada lapisan 3 adalah tanah kohesif terlalu terkonsolidasi dimana dari Tebal 8.16 terlihat bahwa p o

  p  p

c


 0.02 log 208.7  61.38   0.013m  208.7 1  0.54

s 9

Rekapitulasi hasil perhitungan dapat dilihat pada Tabel 8.16

Catatan : Karena penurunan konsolidasi total pada tanah lempung berlangsung dalam jangka waktu yang lama dan sangat besar (0.462 m), maka diasumsikan bahwa konsolidasi 90% pada tanah lempung akan dicapai sebelum pemasangan tiang. Sehingga setelah pemasangan tiang, penurunan konsolidasi hanya akan terjadi sebesar 10% atau 0.0462 m atau 46.2 mm.

Sub tahap 4. Tentukan panjang tiang yang akan mengalami gaya gesek dinding negatif Gaya gesek dinding negatif terjadi akibat penurunan antara tanah dan tiang. Jumlah penurunan antara tanah dan tiang perlu untuk mengerahkan gaya gesek dinding negatif sekitar 10 mm. Sehingga gaya gesek dinding negatif akan terjadi pada selimut tiang di setiap lapisan tanah dengan penurunan lebih besar dari 10 mm. Tabel 8.15 menunjukan penurunan antara tanah dan tiang akibat penurunan konsolidasi 10% pada setiap lapisan tanah. Dari tabel tersebut dapat disimpulkan bahwa gesekan dinding negative hanya terjadi pada tanah lapisan 1, karena nilai penurunan konsolidasi 10% sebesar 0.0402 m atau 40.2 mm lebih besar dari yang disyaratkan yaitu 10 mm. Sedangkan pada lapisan 2 dan 3 tidak terjadi gesekan dinding negatif.

Sub Tahap 5. Tentukan besarnya gaya gesek dinding negative (Q -s) 8-77


Metode yang digunakan untuk menghitung gaya gesek dinding negatif disepanjang tiang yang ditentukan pada Sub Tahap 4 harus sama dengan metode yang digunakan untuk menghitung tahanan gesek dinding ultimit (positif) kecuali

gaya dalam arah yang

berlawanan. Tahanan gesek dinding negatif pada lapisan 1 dimana ketebalan lapisan tanah adalah 5.5 m. Tahanan gesek positif ultimit dari lapisan 1 dihitung dengan metode tegangan total (metode

) pada Contoh 8.4 dan hasilnya adalah : Rs1 = 259 kN Sehingga tahanan gesek dinding negatif pada lapisan 1 sama dengan : 

Q s

 259 kN

Sub Tahap 6.

Hitung kapasitas tiang ultimit dari tahanan gesek dinding tiang positif dan +

tahanan ujung tiang (Q u) Tahanan ujung dan tahanan gesek positif akan terjadi pada kedalaman dimana pergerakan tanah – tiang relatif kurang dari 10 mm. Pada soal ini tahanan gesek positif terjadi pada lapisan 2 dan 3 dan sudah dihitung sebelumnya dengan metode  sbb : 

 1,150 kN



 239 kN

Lapisan 2

: Rs 2

Lapisan 3

: Rs 3

Total



: Rs

 1,150 kN 239 kN  1,389 kN

Tahanan ujung ultimit adalah sama dengan : R t  182 kN

Sehingga kapasitas tiang ultimit adalah : 

Q u

 Rs  Rt  1,389 kN  182 kN  1,571 kN net u)

Sub Tahap 7. Hitung kapasitas tiang ultimit netto (Q net

Q u

 Q u  Q s  1,571 259  1,312 kN

Kapasitas tiang ultimit lebih kecil dari pada kapasitas tiang ultimit yang disyaratkan yaitu 1,780 kN. Sehingga alternatif untuk memperoleh kapasitas tiang yang lebih tinggi harus dipertimbangkan. 8-78


Sub tahap 8. Pertimbangkan alternatif untuk memperoleh memperoleh kapasitas tiang ultimit netto yang lebih tinggi. Pada contoh ini dapat digunakan salah satu alternatif seperti yang dijelaskan pada Sub Tahap 8 pada tahan-tahap prosedur.

8.2.8 Kapasitas Gaya Angkat Aksial Dari Tiang Kadang-kadang tiang harus dirancang untuk kuat menahan gaya angkat aksial. Tahanan gaya angkat aksial akan merupakan tahanan gesek dari dinding tiang dengan tanah di sekitarnya. Pada tiang bor, tambahan gaya angkat aksial dapat diberikan dengan pembesaran pada ujungnya. Cara menghitung gaya angkat aksial dari tiang sama seperti menghitung tahanan gesek dinding tiang (tanpa memperhitungkan tahanan ujung tiang). Jika pada hitungan ternyata gaya angkat aksial yang harus didukung oleh tiang mendekati nilai ultimitnya, maka untuk meyakinkan keamanan struktur sebaiknya diadakan pengujian tahanan tarik tiang dalam skala penuh di lapangan. Bila pondasi tiang dirancang untuk menahan gaya angkat aksial, maka perlu diperhatikan halhal sebagai berikut :



Kapasitas gaya angkat aksial dari tiang tunggal



Kapasitas gaya angkat aksial dari kelompok tiang

8.2.8.1 Kapasitas Gaya Angkat Aksial Dari Tiang Tunggal Perencanaan dari tiang untuk kondisi pembebanan gaya angkat ( uplift ) sudah menjadi semakin penting untuk struktur yang mengalami beban gempa ( seismic loading). Dalam beberapa kasus kapasitas gaya angkat tiang menentukan persyaratan pemancangan tiang minimum. Berdasarkan beberapa pendapat peneliti, kapasitas gaya angkat dari tiang tunggal harus diambil sebesar 1/3 dari tahanan gesek dinding tiang ultimit (R s) yang dihitung dari beberapa metode analisa statis seperti yang dijelaskan pada bab-bab sebelumnya, kecuali untuk metode SPT Meyerhof dimana tidak harus digunakan. Jika uji beban tarik dilakukan untuk konfirmasi perencanaan, maka rencana kapasitas gaya angkat aksial dapat ditambah hingga ½ dari uji beban tarik.

8-79


8.2.8.2 Kapasitas Gaya Angkat Aksial Dari Kelompok Tiang Kapasitas gaya angkat dari kelompok tiang sering menjadi faktor

yang penting untuk

menentukan persyaratan kedalamanan pemancangan tiang minimum dan dalam beberapa kasus dapat mengontrol perencanaan pondasi. Beberapa kondisi umum dimana kapasitas gaya angkat kelompok tiang secara signifikan dapat mempengaruhi perencanaan pondasi mencakup cofferdam, konstruksi jembatan segmental kantilever, gempa, tumbukan kapal atau beban puing-puing.

Kapasitas Gaya Angkat Kelompok Tiang Menurut AASHTO AASHTO specifications (2002) menggunakan nilai terendah dari tiga kriteria di bawah ini untuk perhitungan kapasitas gaya angkat dari kelompok tiang. Tiga kriteria tersebut adalah : 1. Kapasitas gaya angkat dari kelompok tiang adalah kapasitas gaya angkat dari tiang tunggal dikali dengan jumlah tiang dalam satu kelompok tiang. Kapasitas gaya angkat tiang tunggal adalah 1/3 dari tahanan sisi tiang yang dihitung dengan metode analisa statis, atau ½ dari beban runtuh yang ditentukan dari uji gaya angkat tiang. 2. 2/3 dari berat efektif dari kelompok tiang dan tanah dalam dalam suatu blok yang didefinisikan sebagai keliling dari kelompok tiang dan panjang tiang yang tertanam. 3. ½ dari berat efektif dari kelompok tiang dan tanah dalam suatu blok yang didefinisikan oleh keliling dari kelompok tiang dan panjang tiang yang tertanam ditambah ½ total tahanan geser tanah pada keliling permukaan dari kelompok tiang.

Metode Tomlinson untuk Menghitung Kapasitas Gaya Angkat Kelompok Tiang. Kapasitas gaya angkat aksial dari kelompok tiang (Q ug ug) adalah jumlah dari 3 komponen, yaitu : 1. Berat pelat penutup tiang ( pile cap) ditambah berat tanah di atasnya jika ada 2. Berat tanah di dalam blok 3. Tahanan gesek tanah disekitar area blok

Tiang dalam Tanah Non Kohesif Berat tiang yang berada dalam area kelompok tiang dapat dianggap sama dengan berat tanah yang dipindahkan. Untuk tanah non kohesif, cara transfer tiang dari tiang ke tanah sekitarnya merupakan masalah yang kompleks, yang bergantung pada elastisitas tiang, lapisan tanah dan gangguan tanah waktu pemasangan tiang. Tomlinson (1994) menyarankan penyebaran beban 1H : 4 V untuk volume tanah yang tercabut dan karena tahanan gesek disekeliling tiang diabaikan, faktor aman terhadap gaya tarik dapat diambil sama dengan 1.

8-80


Gambar 8.32. Gaya angkat dari kelompok kelompok tiang dalam tanah non kohesif (Tomlinson, (Tomlinson, 1994) Tiang dalam Tanah Kohesif

Gambar 8.33. Gaya angkat dari kelompok tiang dalam tanah kohesif (Tomlinson, 1994) Tahanan kelompok tiang dalam menahan gaya tarik ke atas (Q ug ug) dinyatakan dalam persamaan berikut :

Q uG

 2D B  Z c u1  Wg

(8.42)

Dimana : D

adalah kedalaman blok (m)

B

adalah lebar dari kelompok tiang (m)

Z

adalah panjang dari kelompok tiang (m)

cu1

adalah kohesi tak terdrainase tanah rata-rata disekitar kelompok tiang (kN/m )

8-81

2


Wg

adalah berat total dari tanah dalam kelompok tiang + berat tiang + berat pelat penutup tiang ( pile cap) (kN)

Contoh 8.8 (Sumber Pustaka 8.4) Untuk fondasi kelompok tiang seperti pada Contoh 8.4, jika diketahui gaya angkat maksimum pada kelompok tiang diperkirakan sebesar 1,800 kN dengan gaya angkat maksimum per tiang dalah 100 kN. Hitunglah gaya angkat aksial dari kelompok tiang dengan menggunakan AASHTO code (2002).

Cara Perhitungan : Kriteria 1 : Kapasitas gaya angkat dari kelompok tiang adalah kapasitas gaya angkat dari tiang tunggal dikali dengan jumlah tiang dalam satu kelompok tiang. Kapasitas gaya angkat tiang tunggal adalah 1/3 dari tahanan sisi ultimit tiang yang dihitung dengan metode analisa statis, atau ½ dari beban runtuh yang ditentukan dari uji gaya angkat tiang. Tahanan gesek dinding ultimit dari tiang tunggal dengan menggunakan metode tegangan efektif (Metode ) adalah 898 kN. Kapasitas gaya angkat rencana adalah :

 1 3 tahanansisiultimit  1 3 898 kN  299 kN

Q us

Kapasitas gaya angkat rencana kelompok tiang berdasarkan kriteria 1 adalah :

 kapsitas gaya  299 kN 24  7,176 kN

Q uG

angkat tiang tunggal  jumlah tiang dalam kelompok

Kriteria 2 2/3 dari berat efektif dari kelompok tiang dan tanah dalam suatu blok yang didefinisikan sebagai keliling dari kelompok tiang dan panjang tiang yang tertanam. 3

3

Berat volume terapung dari beton ( ’c)= 24 kN/m - 9.8 kN/m = 14.2 kN/m Berat efektif dari kelompok tiang (24 tiang) : = (Jumlah tiang dalam kelompok tiang) (b)(b) (D) (’c) = 24 (0.356) (0.356) (11.5) (14.2) = 497 kN 8-82

3


Berat efektif dari tanah : = (lapisan 1+lapisan 2+lapisan 3) (luas bruto dari kelompok tiang – luas tiang) = [(16.5 x 1) + (6.7 x 3) + (7.8 x 7) + ( 9.8 x 0.5)] {(3.36 x 10.86) – (24 x 0.356 x 0.356)} = [16.5 + 20.1 + 54.6 + 4.9] {36.49 – 3.04} = [96.1] {33.45} = 3,215 kN Berat efektif dari kelompok tiang dan tanah dalam satu blok adalah = 497 + 3,215 = 3,712 kN. Kapasitas gaya angkat kelompok tiang rencana berdasarkan kriteria 2 adalah : Q uG  2 3 3,712  2,475kN

Kriteria 3 : ½ dari berat efektif dari kelompok tiang dan tanah dalam suatu blok yang didefinisikan oleh keliling dari kelompok tiang dan panjang tiang yang tertanam ditambah ½ total tahanan geser tanah pada keliling permukaan dari kelompok tiang.

Q uG

1

1

2

2

 berat efektif kelompok tiangdari kriteria2   tahanan geser tanah total

Tahanan geser tanah persatuan luas pada tanah non kohesif = p d tan  Lapisan 1a :

pd1a = 57.8 kPa

o  1 = 29

Lapisan 1b :

pd1b = 76.1 kPa

o  1 = 29

Lapisan 2 :

pd2 = 113.4 kPa

o  1 = 31

Lapisan 3 :

pd3 = 143.1 kPa

o  1 = 36

Lapisan 1a :

pd1a = 57.8 kPa dan 1 = 20

Lapisan 1b :

Untuk 1 = 20

o



CF1 = 0.96

Untuk 1 = 31

o



CF1 = 0.94

Untuk 1 = 36

o



CF1 = 0.93

Lapisan 2 : Lapisan 3 :

o

Sehingga : Lapisan 1a :

Rs1a = (57.8 kPa) (tan 29o) (2) (3.36 m +10.86 m) (1 m) = 911 kN

Lapisan 1b :

Rs1b = (76.1 kPa) (tan 29 ) (2) (3.36 m +10.86 m) (3 m) = 3,599 kN

Lapisan 2 :

Rs2 = (113.4 kPa) (tan 31 ) (2) (3.36 m +10.86 m) (7 m) = 13,565 kN

Lapisan 3 :

Rs3 = (143.1 kPa) (tan 36 ) (2) (3.36 m +10.86 m) (0.5 m) = 1,478 kN

8-83

o

o o


Tahanan geser tanah total

= Rs1a +Rs1b +Rs2 +Rs3 = 911 + 3,599 + 13,565 + 1,478 = 19,553 kN

Kapasitas gaya angkat kelompok tiang rencana berdasarkan kriteria 3 adalah : Q uG

 1 23 3,712  12 19,553  11,633kN

Dari ketiga kriteria tersebut maka menurut AASHTO kapasitas gaya angkat kelompok tiang diambil nilai terendah dari ketiga kriteria tersebut yaitu 2,475 kN. Nilai ini lebih besar dari gaya angkat maksimum dari kelompok tiang sebesar 1,800 kN.

8.2.9 Reduksi Kapasitas Aksial Untuk Beban Miring Atau Tiang Miring Kapasitas aksial dari tiang panjang fleksibel biasa dikembangkan tanpa tergantung dari kapasitas lateral. Dengan demikian tiang vertikal yang memikul beban miring atau tiang miring, boleh dipertimbangkan sebagai tiang vertikal ekivalen yang memikul beban yang dihitung kembali untuk arah vertikal dan horizontal. Hal ini tidak benar untuk tiang pendek dan pondasi sumuran. Gambar 8.34 menunjukan perbandingan antara tiang vertikal tunggal dan tiang miring ekivalen. Gambar tersebut menunjukan bahwa suatu tiang vertikal yang mengalami beban miring dengan sudut  adalah memiliki perilaku yang setara dengan tiang miring yang membentuk sudut  terhadap vertikal dan mengalami beban miring. Ini menunjukan bahwa kapasitas beban miring ultimit dari suatu tiang vertikal (Q u) setara dengan kapasitas beban vertikal ultimit (Q u) dari suatu tiang miring dengan kemiringan sudut  = .

Q u 

 Q u

=90+

Q u

 Q u

L

L L

L



Gambar 8.34. Ekivalen tiang miring dan tiang vertikal tunggal

8-84


Tahanan tiang vertikal terhadap gaya lateral umumnya sangat kecil, walaupun kondisi tanah baik. Hal yang paling baik dilakukan agar tiang dapat mendukung beban lateral secara optimal adalah dengan memasang tiang miring (gambar 8.35). Sudut miring tiang terhadap garis vertikal dibuat sebesar mungkin. Namun hal ini bergantung pada tipe tiang yang digunakan. Tiang miring umumnya dipakai bila tiang dipengaruhi oleh beban lateral yang lebih besar dari 5 kN per tiang (Teng, 1962). Kemiringan tiang yang sering dipakai adalah 1H : 2 V sampai 5H : 12V (H = Horizontal dan V = Vertikal). Bila tiang miring berada dalam tanah timbunan yang turun akibat berat tanahnya sendiri (Gambar 8.35a), atau berada dalam lapisan lempung lunak (mudah mampat) yang mendukung beban tanah timbunan (gambar 8.35b), beban vertikal pada bagian atas tiang dapat menyebabkan momen lentur yang besar dalam badan tiang. Karena itu, pemasangan tiang miring kadang-kadang tidak cocok untuk struktur yang dibangun di atas tanah pada kondisi-kondisi tersebut.

Tekanan vertikal pada tiang Tanah mudah mampat (Tanah lunak)

(a)

(b)

Gambar 8.35. Tiang dipasang miring untuk menahan gaya lateral (a) Timbunan turun akibat berat sendiri (b) Timbunan diatas tanah lunak Banyak cara untuk menganalisa kelompok tiang yang mendukung beban lateral dan momen, salah satunya adalah hitungan cara analitis. Dalam cara ini besarnya gaya yang bekerja pada masing-masing kelompok tiang di dalam kelompoknya dilakukan dengan asumsi dimana kelompok tiang dianggap sabagai satu sistem statis tertentu dengan mengabaikan pengaruh tanah, dan tiang-tiang hanya dianggap menahan gaya desak dan tarik. Langkah hitungannya sebagai berikut : Hitung resultan gaya-gaya yang bekerja pada tiang-tiang. Uraikan resultan gaya R menurut sumbu vertikal dan horizontal. Hitung gaya vertikal yang terjadi pada masing-masing tiang (tiang hanya dianggap menderita gaya vertikal). Beban vertikal pada masing-masing tiang dihitung dengan persamaan berikut :

8-85


Q v

 

Mx

 ey V

(8.44)

My

 ex V

(8.45)

V

n

My x

x

2



Mx y

y

2

(8.43)

Dimana : Q v

adalah beban vertikal pada masing-masing tiang

n

adalah jumlah tiang

x, y

adalah berturut-turut jarak-jarak tiang terhadap sumbu y dan x

V

adalah jumlah beban vertikal yang bekerja pada pusat kelompok tiang

ex dan ey adalah berturut-turut eksentrisitas searah sumbu x dan y (Lihat Gambar 8.36) Mx, My

adalah berturut-turut momen terhadap sumbu x dan y

y ex

S1

Mx

ey

S1

My

S2

x

S2 ex

Gambar 8.36. Kelompok tiang yang dibebani dengan beban vertikal dan momen dikedua sisinya Masing-masing tiang dianggap mendukung beban aksial Q 1, Q 2, … Q n. Besarnya beban aksial pada tiang miring adalah :

Q n



Q v cos 

Dimana



adalah sudut antara tiang dengan sumbu vertikal 8-86

(8.46)


Gaya vertikal yang didukung oleh tiang miring dengan kemiringan ctg  = m (m Vertikal : 1 Horizontal) sehingga persamaan (8.44) dapat juga ditulis sbb :

1  m  2

Q n

 Q v

m

(8.47)

Untuk tiang-tiang yang dipancang tegak maka : Q n

 Q v

(8.48)

Gaya horizontal (transversal) yang bekerja pada tiang dengan kemiringan m adalah :

Q h



Q v m

atau Q h



Q n

1  m  2

(8.49)

Contoh 8.9. Suatu dinding penahan tanah untuk kepala jembatan dari beton bertulang seperti pada o

Gambar 8.37. Tanah timbunan di belakang dinding berupa tanah pasir dengan  = 30 , c = 0 3

dan  = 18 kN/m . Tiang-tiang pada baris 1 miring dengan kemiringan 3V : 1 H (atau m = 3), sedangkan yang lain dipasang vertikal. Berapa gaya aksial dan gaya horizontal yang bekerja pada tiap-tiap tiang untuk ssusunan tiang seperti pada Gambar 8.37. Berat volume beton 3

bertulang (c) = 24 kN/m .

8-87


0.6m 0.3m 0.8m

c=0 3

s=18 kN/m

H=6m

5

3

Pa

1 2 D=1.5m

0.6m 0.3m

0.6m

1.2 m 4m

Z=2 m

C

0.5m

1m

1m

0.5 m

1m 1m 1m titik O

3m

Gambar 8.37. Contoh 8.9 Cara Perhitungan : Dengan memperhatikan kedudukan tiang-tiang, maka untuk hitungan dapat ditinjau untuk setiap meter dinding penahan tanah. Dengan melihat letaknya, maka titik berat tiang-tiang akan terletak pada pusat tiang bagian tengah. Absis tiang baris 1 : x = -1 m Absis tiang baris 2 : x = 0 m Absis tiang baris 3 : x = + 1 m

x

2

  12  0  12  2 m2

Tekanan tanah aktif total pada dinding dihitung dengan cara Rankine :

ka

 tan

8-88

2

 'f  30   45    tan2  45    0.33   2  2   


Pa

1

1

kN

2

2

m

  s H2 k a  18 62  0.33  107.9

Jarak resultan gaya ke tik C adalah z = 6/3 = 2 m Momen Pa terhadap titik C adalah Mo = 107.9 x 2 = 215.8 kNm Hitunglah jumlah gaya-gaya vertikal ( V) dan jumlah momen terhadap titik O ( MR) seperti yang diperlihatkan pada Tabel 8.17.

Tabel 8.17. Perhitungan momen penahan

M

3

R

(beton = 24 KN/m )

Penampang

Luas

Berat/ satuan

Lengan momen

Momen terhadap

(1)

Penampang

panjang dinding

terhadap titik O

titik O

(2)

(3) = x (2)

(4)

(5) = (4) x (3)

1

1.38

33.12

0.7

23.18

2

2.76

66.24

0.4

26.5

3

1.62

38.88

0.15

5.83

4

1.8

43.2

0

0

5

6.48

116.64

0.9

105

 V = 298.1 Momen total terhadap titik O (M y) : My

 MR  Mo  160.5  215.8  55.3 kN.m

Gaya vertikal pada tiang dari persamaan 8.43 : Baris 1 (Tiang miring) :

Q 1v



298.1 3



 55.3  1 2

 0  127 kN/ tiang

Gaya aksial (Q 1) dari persamaan (8.47)

Q 1

 127

3

2

3

1

 133.9 kN/ tiang

Gaya horizontal (Q h) dari persamaan (8.49)

Q 1h



127 3

 42.33 kN/ tiang

Baris 2 (Tiang vertikal) : 8-89

M

R

= 160.5


Q 2v



298.1 3



 55.3  0  2

 0  99.37 kN/ tiang

Baris 3 (Tiang vertikal) :

Q 3v



298.1 3



 55.3 1 2

 0  71.72 kN/ tiang

8.2.10 Kapasitas Ultimit Untuk Pengaruh Kelompok Tiang Kapasitas kelompok tiang tidak selalu sama dengan jumlah kapasitas tiang tunggal yang berada dalam kelompoknya. Hal ini terjadi jika tiang dipancang dalam lapisan pendukung yang mudah mampat atau dipancang pada lapisan tanah yang tidak mudah mampat namun di bawahnya terdapat lapisan lunak. Efisiensi kelompok tiang yang mendukung beban pondasi didefinisikan sebagai rasio dari kapasitas ultimit dari kelompok tiang terhadap jumlah kapasitas ultimit dari tiang tunggal yang berada dalam kelompoknya, dapat digambarkan dalam bentuk persamaan sebagai berikut :

g 

Q ug n Q u

(8.50)

Dimana :



adalah efisiensi kelompok tiang

Q ug

adalah kapasitas ultimit dari kelompok tiang

n

adalah jumlah tiang dalam kelompok tiang

Q u

adalah kapasitas ultimit dari tiang tunggal dalam kelompoknya

Jika tiang dipancangkan pada lapisan tanah lempung

yang mudah mampat (misalnya

lempung kenyal) atau dipancangkan pada lapisan yang tidak mudah mampat (misalnya pasir padat) tetapi lapisan tersebut berada di atas lapisan tanah lunak, maka kapasitas ultimit dari kelompok tiang akan lebih rendah dari jumlah kapasitas aksial ultimit dari tiang tunggal. Pada kasus ini kelompok tiang memiliki efisiensi kelompok ( ) kurang dari 1. Demikian pula penurunan kelompok tiang yang terjadi sangat mungkin lebih besar dari penurunan tiang tunggalnya pada beban yang sama. Pada ti ang tunggal luas zone tertekan pada bagian bawah tiang sangat lebih kecil dari pada luas zone tertekan untuk kelompok tiang. Hal inilah yang menyebabkan penurunan kelompok tiang menjadi lebih besar dari pada penurunan tiang tunggal (Gambar 8.38).

8-90


Gambar 8.38. Perbandingan zone tertekan pada tiang tunggal dan kelompok tiang Pada kasus lain jika tiang dipancangkan pada tanah non kohesif (lapisan tanah kuat) yang berada di atas lapisan lunak, maka kapasitas aksial ultimit dari kelompok tiang lebih besar dari jumlah kapasitas ultimit dari tiang tunggal dalam kelompoknya. Pada kasus ini kelompok tiang memiliki efisiensi kelompok ( ) besar dari 1. Tiang-tiang didukung oleh lapisan tanah kuat yang berada di atas lapisan lunak, maka lapisan tanah yang padat tidak menderita tekanan yang besar, tetapi ketika seluruh tiang pada kelompok tiang dibebani, maka zone tertekan berkembang sampai tanah lunak sehingga dapat mengakibatkan penurunan yang besar atau bahkan keruntuhan bangunan yang didukung oleh kelompok tiang tersebut. Maka kapasitas aksial ultimit dari kelompok tiang umumnya lebih besar dari jumlah kapasitas aksial ultimit dari tiang tunggal dalam kelompoknya. Pada kasus ini kelompok tiang memiliki efisiensi kelompok ( ) besar dari 1. Tanah sedang yang mendukung kelompok tiang juga akan mengalami zone tumpang tindih tegangan

dari tiang tunggal dalam kelompoknya. Pengaruh tumpang tindih dari zone

tegangan untuk kelompok tiang yang didukung oleh tahanan gesek dinding tiang dapat dilihat pada Gambar 8.39.

8-91


Gambar 8.39. Tumpang tindih zone tegangan untuk gesekan kelompok tiang

8.2.10.1 Kapasitas Kelompok Tiang dalam Tanah Non Kohesif Pada tanah non kohesif, kapasitas ultimit kelompok tiang pancang dengan jarak dari pusat kepusat tiang kurang dari 3 x diameter adalah lebih besar dari jumlah kapasitas ultimit dari tiang tunggal. Hal ini disebabkan kerena adanya tumpang tindih ( overlap) dari zone pemadatan tanah disekitar tiang tunggal dimana tahanan gesek dinding tiang bertambah. Jika tiang dipancang berkelompok maka tanah yang berada di area kelompok tiang akan mempunyai kepadatan yang tinggi. Bila kelompok tiang ini dibebani maka tiang-tiang dan tanah yang terletak diantaranya akan bergerak bersama-sama sebagai satu kesatuan. Dalam hal ini kelompok tiang berkelakuan seperti pondasi rekit dengan luas dasar yang sama dengan luas kelompok tiang . Tiang dalam kelompok dengan jarak dari pusat ke pusat lebih besar dari 3 x diameter tiang rata-rata umumnya berkelakuan sebagai tiang tunggal. Perencanaan berikut dianjurkan untuk mengestimasi kapasitas kelompok tiang ultimit pada tanah non kohesif yaitu : 1.

Kapasitas kelompok tiang ultimit untuk tiang pancang pada tanah non ko hesif yang tidak didasari oleh lapisan lunak dapat diambil sebagai jumlah dari kapasitas ultimit tiang tunggal, sejauh tiang tidak dipancang dengan cara penyemprotan air atau tanah dibor

8-92


lebih dulu. Penyemprotan atau tanah dibor lebih dulu menghasilkan efisiensi kelompok tiang kurang dari 1. Oleh karena itu penyemprotan atau tanah dibor lebih dulu sedapat mungkin dihindari dan dikendalikan oleh spesifikasi perencanaan jika diperlukan. 2.

Jika kelompok tiang didirikan pada lapisan pendukung yang kuat dengan ketebalan yang terbatas didasari oleh lapisan lunak, kemudian kapasitas kelompok tiang ultimit lebih kecil dari jumlah kapasitas ultimit dari tiang tunggal. Blok keruntuhan pada tanah non kohesif hanya bisa terjadi jika jarak dari pusat ke pusat tiang kurang dari 2 kali diameter tiang.

3.

Kelompok tiang tidak boleh dipasang pada jarak kurang dari 3 kali diameter tiang ratarata. Jarak minimum 3 kali diameter dianjurkan untuk mengoptimalkan kapasitas kelompok tiang dan meminimalkan masalah pemasangan tiang.

8.2.10.2 Kapasitas Kelompok Tiang dalam Tanah Kohesif Jika fondasi tiang harus dipancang secara keseluruhan kedalam tanah lempung lunak, maka tiang-tiang dalam mendukung beban sebagian besar didukung oleh tahanan gesek dinding. Kondisi fondasi tiang seperti ini disebut fondasi tiang apung ( floating pile). Kapasitas kelompok tiang apung dipengaruhi oleh salah satu faktor dari : 1. Jumlah kapasitas tiang tunggal dalam kelompok tiang bila jarak tiang jauh, atau 2. Tahanan gesek dinding tiang yang dikembangkan oleh gesekan antara bagian luar kelompok tiang dengan tanah disekelilingnya, jika jarak tiang terlalu dekat. Pada kelompok tiang yang dasarnya bertumpu pada lapisan lempung lunak faktor aman terhadap keruntuhan blok harus diperhitungkan terutama untuk jarak tiang-tiang yang dekat. Pada tiang yang dipasang pada jarak yang besar, tanah di antara tiang tidak bergerak sama sekali ketika tiang bergerak ke bawah oleh akibat beban yang bekerja. Tetapi jika jarak tiang terlalu dekat maka saat tiang turun oleh akibat beban, maka tanah diantara tiang juga ikut bergerak turun. Pada kondisi ini, kelompok tiang dapat dianggap sebagai satu tiang besar dengan lebar yang sama dengan lebar kelompok tiang. Saat tanah yang mendukung beban kelompok tiang ini mengalami keruntuhan, maka model keruntuhannya disebut keruntuhan blok. Jadi pada keruntuhan blok tanah yang berada diantara tiang bergerak ke bawah bersama-sama tiangnya. Mekanisme keruntuhan yang demikian dapat terjadi pada tiang pancang maupun tiang bor. Perencanaan berikut dianjurkan untuk mengestimasi kapasitas kelompok tiang ultimit pada tanah kohesif. Kapasitas kelompok tiang ultimit lebih rendah, maka perhitungan dari langkah 1 sd 4 harus dilakukan. 1. Untuk kelompok tiang yang dipancangkan pada tanah lempung dengan kuat geser tak teralirkan kurang dari 95 kPa dan kepala tiang ( pile cap) tidak kontak dengan tanah, maka efisiensi kelompok sebesar 0.7 harus digunakan untuk jarak dari pusat ke pusat tiang 3 x diameter tiang rata-rata. Jika jarak dari pusat ke pusat tiang lebih besar dari 6 x diameter tiang rata-rata maka efisiensi 1 harus digunakan. Interpolasi linier harus digunakan untuk jarak dari pusat ke pusat tiang berada diantara 3 – 6 x diameter tiang rata-rata. 8-93


2. Untuk tiang pada tanah lempung dengan kuat geser tak teralirkan kurang dari 95 kPa dan kepala tiang kontak dengan tanah, maka efisiensi kelompok tiang ( ) = 1 dapat digunakan. 3. Untuk kelompok tiang pada tanah lempung dengan kuat geser tak teralirkan lebih dari 95 kPa, maka efisiensi kelompok tiang 1 dapat digunakan 4. Hitung kapasitas ultimit kelompok tiang terhadap keruntuhan blok menggunakan prosedur yang digambarkan pada Sub Bab 8.2.10.3. 5. Tiang pada tanah kohesif tidak harus dipasang pada jarak dari pusat ke pusat tiang kurang dari 3 x diameter tiang rata-rata dan tidak kurang dari 1 m. Penting dicatat bahwa kelompok tiang pada tanah kohesif sangat dipengaruhi oleh kelebihan tekanan air pori ( excess pore water pressure ) yang timbul akibat pemancangan walaupun kelebihan tekanan air pori yang besar hanya terjadi di dekat tiang. Untuk tiang tunggal hilangnya kelebihan tekanan air pori hanya beberapa hari setelah selesai pemancangan, sedangkan untuk kelompok tiang, hilangnya kelebihan tekanan air pori dapat terjadi dalam jangka waktu pendek (short term) sekitar 1 – 2 bulan setelah pemancangan, efisiensi kelompok tiang kira-kira 0.4 – 0.8. Namun demikian untuk kelompok tiang yang sangat besar, kelebihan tekanan air pori akan hilang secara penuh sampai bertahun-tahun (Gambar 8.40). Hilangannya kelebihan tekanan air pori ini akan meningkatkan efisiensi dari kelompok tiang.

Gambar 8.40. Pengukuran hilangnya kelebihan tekanan air pori di sekitar kelompok tiang (O’Neill, 1983)

8-94


8.2.10.3 Keruntuhan Blok dari Kelompok Tiang Keruntuhan blok dari kelompok tiang harus dipertimbangkan dalam perencanaan untuk kelompok tiang dalam tanah lempung lunak atau tanah non kohesif di atas lapisan lempung lunak. Untuk kelompok tiang dalam tanah kohesif seperti pada Gambar 8.41, kapasitas ultimit dari kelompok tiang terhadap suatu keruntuhan blok diberikan sbb :

Q ug

 2D B  Z cu1  B Z cu2 Nc

(8.51)

dimana : Q ug

adalah kapasitas kelompok ultimit terhadap keruntuhan blok (kN)

D

adalah panjang tiang yang tertanam (m)

B


Z

adalah panjang dari kelompok tiang (m)

cu1

adalah kuat geser tak teralirkan rata-rata pada kedalaman dari tiang yang tertanam pada tanah kohesif disepanjang keliling kelompok tiang (kPa)

cu2

adalah kuat geser tak teralirkan rata-rata dari tanah kohesif pada dasar kelompok tiang sampai kedalaman 2B di bawah ujung kelompok tiang (kPa)

Nc

adalah faktor kapasitas dukung

Faktor kapasitas dukung (Nc) untuk kelompok tiang persegi panjang umumnya adalah 9. Namun, untuk kelompok tiang dengan kedalaman tiang yang tertanam kecil dan atau dengan lebar yang besar, N c harus dihitung dari persamaan berikut :

Nc

D B  51   1    9  5B   5Z 

(8.52)

Gambar 8.41. Kelompok tiang dalam tanah lempung yang bekerja sebagai blok 8-95


Contoh 8.10. (Sumber Pustaka 8.4) Untuk profil tanah seperti pada Contoh 8.4, hitunglah kapasitas ultimit kelompok tiang pada tanah kohesif. Dimana jumlah tiang dalam kelompok tiang adalah 24 buah seperti pada Gambar di bawah ini.

Gambar 8.42. Rencana fondasi tiang Cara Perhitungan. Sub Tahap 1. Selidiki kemungkinan keruntuhan blok dari kelompok tiang seperti yang dijelaskan pada persamaan 8.51. Kapasitas ultimit dari kelompok tiang terhadap keruntuhan blok dapat dihitung dengan menggunakan persamaan 8.51 sebagai berikut :

Q ug

 2D B  Z cu1  B Z cu2 Nc

Dimana : D

adalah panjang tiang yang tertanam = 17.5 m

B

adalah lebar dari kelompok tiang = 3.36 m

Z

adalah panjang dari kelompok tiang = 10.86 m

cu1

adala kuat geser tak teralirkan rata-rata pada kedalaman dari tiang yang tertanam pada tanah kohesif disepanjang keliling kelompok ti ang Lapisan 1 : cu1 = 33 kPa Lapisan 2 : cu2 = 93 kPa Lapisan 3 : c u3 = 157 kPa

cu2

adalah kuat geser tak teralirkan rata-rata dari tanah kohesif pada dasar kelompok tiang pada sampai kedalaman 2B di bawah ujung kelompok tiang. c u2

8-96



155 162 168 3

 162kPa


Nc

adalah faktor kapasitas dukung = 9

Sub tahap 2. Hitung kapasitas ultimit dari kelompok tiang, Q ug (kN) Tahanan gesek dinding dari kelompok tiang terhadap keruntuhan blok adalah : R sg

 2D B  Z  c u1

Lapisan 1 :

Rsg1

 2 5.5 m3.36 m  10.86 m33kPa  5,162kN

Lapisan 2 :

Rsg2

 2 9.5 m3.36m  10.86 m93kPa  25,127kN

Lapisan 3 :

Rsg3

 2 2.5 m3.36 m  10.86 m157kPa  11,163kN

Tahanan ujung dari kelompok tiang terhadap keruntuhan blok adalah :

R tg

 B Z c u2 Nc  3.36 m 10.86 m162 kPa 9  53,202 kN

Sehingga :

Q ug

 5,162  25,127  11,163  53,202  94,654 kN

Kapasitas ultimit dari kelompok tiang pada tanah kohesif harus diambil lebih rendah dari kapasitas ultimit kelompok tiang yang dihitung terhadap keruntuhan blok. Kapasitas ultimit dari kelompok tiang dihitung sebesar 24 x 1,830 kN = 43,920 kN dan nilai ini lebih rendah dari kapasitas ultimit tiang terhadap keruntuhan blok 94,654 kN, sehingga keruntuhan blok tidak menjadi suatu masalah.

8.3 TAHAP 2. KAPASITAS LATERAL TIANG 8.3.1 Kapasitas Lateral Dari Tiang Tunggal Selain mengalami beban aksial tekan, beban tarik ( uplift ), tiang juga mengalami beban lateral. Sumber potensial dari beban lateral seperti beban angin, tekanan tanah lateral, beban gelombang air, benturan kapal dan kendaraan, gempa, dll. Deformasi pondasi akibat beban lateral harus berada dalam kriteria kinerja yang ditetapkan untuk struktur. Beban lateral dan momen pada tiang vertikal ditahan oleh kekakuan lentur dari tiang dan mobilisasi dari tahanan disekitar tanah sebagai defleksi tiang. Kekakuan lentur dari tiang didefinisikan oleh modulus elastisitas tiang (E) dan momen inersia (I). Tahanan tanah akibat beban lateral adalah suatu kombinasi dari tekanan tanah dan tahanan geser tanah seperti yang diperlihatkan pada Gambar 8.43.

8-97


Gambar 8.43. Tahanan tanah akibat beban lateral Tanah, tiang dan parameter beban memiliki pengaruh yang penting terhadap kapasitas beban lateral dari tiang. Faktor-faktor yang mempengaruhi parameter ini adalah : 1. Parameter tanah a.

Tipe tanah dan sifat-sifat fisik dari tanah seperti kuat geser, sudut geser, kepadatan, level muka air, dan kadar air 3

b. Koefisien reaksi subgred horizontal (kN/m ) 2. Parameter tiang a.

Sifat-sifat fisik seperti bentuk, material dan dimensi

b. Kondisi kepala tiang c.

Metode penempatan tiang seperti dipancang ( driving), semprotan ( jetting)

d. Aksi kelompok tiang 3. Parameter beban lateral a.

Statis atau dinamis

b. Eksentrisitas

8.3.1.1 Metode Perencanaan Kapasitas Lateral Pendekatan perencanaan dasar untuk analisa kapasitas tiang lateral dari tiang vertikal dapat ditentukan dengan dua metode yaitu : 1. Metode uji beban lateral 2. Metode Analitik a.

Metode Brom (Metode dengan perhitungan tangan)

b. Metode Reese (Metode dengan penyelesaian komputer) Kedua metode pendekatan analistik (Brom dan Reese) mempertimbangkan tiang sebagai suatu balok di atas pondasi elastis. Metode Brom relatif lebih mudah dengan prosedur perhitungan tangan untuk menentukan beban lateral dan defleksi pada permukaan tanah. Metode Brom mengabaikan beban aksial pada tiang. Untuk proyek yang kecil metode Brom dapat digunakan. Tapi ketika ada batas definitif pada pergerakan tiang izin, suatu analisa

8-98


deformasi-beban mungkin diperlukan. Metode Reese adalah sustu metode analisis komputer yang lebih ketat yang menggunakan program komputer L-PILE. Pada bagian ini hanya membahas metode Brom untuk menentukan kapasitas lateral tiang.

8.3.1.2 Metode Brom Pendekatan dasar yang digunakan untuk analisa kapasitas lateral tiang dari tiang vertikal adalah dengan metode uji beban lateral dan metode analitik. Pendekatan dengan metode analitik akan dijelaskan pada sub bab ini. Metode analitik didasarkan pada teori dan data empiris dan mengizinkan pertimbangan rasional dari variasi parameter lapangan. Ada dua pendekatan umum dari metode analitik yaitu metode Broms’ (1964a, 1964b) yang merupakan metode dengan perhitungan tangan (manual) dan Metode Reese (1984) yang merupakan penyelesaian menggunakan komputer. Pada bab ini hanya akan membahas secara detil metode Broms’. Metode Broms’ menyediakan prosedur perhitungan manual yang relatif mudah untuk menentukan beban lateral dan defleksi tiang pada permukaan tanah. Metode Broms’ mengabaikan beban aksial pada tiang. Untuk proyek yang kecil, Metoda Broms dapat digunakan. Metode Broms dapat digunakan untuk mengevaluasi tiang ujung bebas`dan tiang ujung jepit pada profil tanah kohesif murni dan tanah non kohesif murni. Metode ini tidak kondusif untuk analisa beban lateral tiang pada profil campuran tanah kohesif dan non kohesif .

Tahap-tahap Prosedur Metoda Broms untuk Kapasitas Lateral Tiang Tunggal : Sub Tahap 1. Menentukan tipe tanah umum (yaitu tanah kohesif atau non kohesif) pada kedalaman kritis di bawah muka tanah kira-kira 4 – 5 kali diameter tiang).

Sub Tahap 2. Menentukan koefisien reaksi subgrade horizontal (K h) pada kedalaman kritis untuk tanah kohesif dan tanah non kohesif.



Untuk tanah kohesif

Kh 

n1 n2 80 qu b

Dimana : qu

adalah kuat tekan bebas (kPa)

b

adalah lebar/diameter tiang (m)

n1 dan n2

adalah koefisien empiris (Tabel 8.18)

8-99

(8.53)


Tabel 8.18. Nilai koefisien n1 dan n2 untuk tanah kohesif



Kuat tekan bebas, qu (kPa)

n1

< 48 kPa

0.32

– 191 kPa

0.36

 191 kPa

0.40

Material tiang

n2

Baja

1.00

Beton

1.15

Kayu

1.30

Untuk tanah non kohesif Nilai Kh dapat diambil dari Tabel 8.19 (Terzaghi)

Tabel 8.19. Nilai koefisien Kh untuk tanah tak kohesif 3

Kh (kN/m )

Kerapatan tanah

di atas muka air

di bawah muka air

Lepas

1,900

1,086

Medium

8,143

5,429

Padat

17,644

10,857

Sub Tahap 3. Menyesuaikan K h dengan pembebanan dan kondisi tanah a. Beban siklik (untuk beban gempa) pada tanah non kohesif 1. Kh = ½ Kh dari langkah 2 untuk medium hingga tanah padat 2. Kh = ¼ Kh dari langkah 2 untuk tanah lepas b. Beban statis mengakibatkan rangkak pada tanah (tanah kohesif) 1. Lempung terkonsolidasi normal lunak dan sangat lunak Kh = (1/3 – 1/6) Kh dari langkah 2 2. Lempung kenyal dan sangat kenyal Kh = (1/4 – ½) Kh dari langkah 2

Sub Tahap 4. Penentuan parameter tiang a. Modulus elastisitas, E (MPa) 4

b. Momen inersia, I (m ) c.

3

Modulus penampang, S (m )

8-100


d. Tegangan leleh dari material tiang, f y (MPa) untuk baja atau kuat tekan ultimit, f c’ (MPa) untuk beton e. Panjang tiang, D (m) f.

Diameter atau lebar tiang, b (m)

g.

Eksentrisitas dari beban yang diterapkan, e c untuk tiang ujung bebas, yaitu jarak vertikal antara permukaan tanah dan beban lateral (m)

h. Faktor bentuk tak berdimensi, C s hanya untuk tiang baja 1. Gunakan 1.3 untuk tiang dengan penampang melintang lingkaran 2. Gunakan 1.1 untuk penampang tiang H ketika beban lateral diterapkan dalam arah dari momen penahan maksimum (normal terhadap sayap) 3. Gunakan 1.5 untuk penampang tiang H ketika beban lateral diterapkan dalam arah dari momen penahan minimum (paralel terhadap sayap) i.

My, Momen penahan dari tiang My  C s f y S

1.

(8.54)

dalam kN-m untuk tiang baja My  f c' S

2.

(8.55)

dalam kN-m untuk tiang beton

Sub Tahap 5. Tentukan  h untuk tanah kohesif atau  untuk tanah non kohesif

a.

h  4

b.

5

Kh b EI

Kh EI

untuk tanah kohesif

(8.56)

untuk tanah non kohesif

(8.57)

Sub Tahap 6. Tentukan faktor panjang tak berdimensi a.  hD untuk tanah kohesif b. D untuk tanah non kohesif

Sub Tahap 7. Tentukan apakah tiang panjang atau tiang pendek a. Tanah kohesif 1. hD > 2.25 untuk tiang panjang 2. hD < 2.25 untuk tiang pendek Catatan : Disarankan bahwa untuk nilai  hD antara 2 – 2.5, kriteria tiang panjang atau tiang pendek harus dipertimbangkan pada Langkah 9, kemudian nilai terkecil harus digunakan. b. Tanah non kohesif 1. D > 4 (tiang panjang) 2. D < 2 (tiang pendek) 3. 2 < D < 4 (tiang menengah) 8-101


Sub Tahap 8.

Menentukan parameter tanah lainnya yang berada disepanjang tiang

tertanam. a. Koefisien tekanan pasif Rankine untuk tanah non kohesif

Kp

   tan2   45o   2   3

b. Berat volume efektif rata-rata, ’ (kN/m ) c.

Kohesi, cu (kPa) Dimana c u 

qu 2

(qu = kuat tekan bebas)

Sub Tahap 9. Tentukan beban lateral ultimit untuk tiang tunggal (Q u) a. Tiang pendek ujung bebas atau ujung jepit pada tanah kohesif

Gunakan

D b

(

ec b

untuk kasus ujung bebas), masukan nilai tersebut pada Gambar 8.44,

pilihlah nilai yang sesuai dari

Q u c ub

2

, dan dapatkan nilai Q u dalam kN

Gambar 8.44. Kapasitas lateral ultimit dari tiang pendek pada tanah kohesif b. Tiang panjang ujung bebas atau ujung jepit pada tanah kohesif

8-102


Gunakan

My c ub

3

(

ec b



Q u c ub

2


Gambar 8.45. Kapasitas lateral ultimit dari tiang panjang pada tanah kohesif c.

Tiang pendek ujung bebas atau ujung jepit pada tanah non kohesif

Gunakan

D b

(

ec b



Q u K pb 3 y


d. Tiang panjang ujung bebas atau ujung jepit pada tanah non kohesif

Gunakan

My b 4 yK p

(

ec b

untuk kasus ujung bebas), masukan nilai tersebut pada Gambar

8.47, pilihlah nilai yang sesuai dari

Q u K pb 3 y


e. Tiang menengah ujung bebas atau ujung jepit pada tanah non kohesif Hitunglah Q u dalam kN untuk tiang pendek (Langkah 9c) dan tiang panjang (Langkah 9d) dan gunakan nilai terkecil.

8-103


Gambar 8.46. Kapasitas lateral ultimit dari tiang pendek pada tanah non kohesif

Gambar 8.47. Kapasitas lateral ultimit dari tiang panjang pada tanah non kohesif Sub Tahap 10. Hitung beban kerja izin maksimum untuk tiang tunggal (Q m) Hitung Q m dalam kN dari beban ultimit (Q u) dalam kN yang ditentukan dari Langkah 9 seperti yang ditunjukan pada Gambar 8.48. 8-104


Gambar 8.48. Hubungan defleksi beban menggunakan beban kerja maksimum Broms Sub Tahap 11. Beban kerja untuk tiang tunggal (Q a) dalam kN Hitung Q a sesuai dengan defleksi rencana yang diberikan pada permukaan tanah (y) dalam meter atau hitung defleksi sesuai dengan beban rencana yang diberikan. Jika Q a dan y tidak diberikan, subtitusi nilai Q m dalam kN dari langkah 10 untuk Q a dalam kasus berikut dan selesaikan untuk y m dalam meter. a. Tiang ujung bebas dan ujung jepit pada tanah kohesif

Gunakan  hD (dan

ec b

untuk kasus ujung bebas) masukan nilai tersebut pada Gambar

8.49, pilih nilai yang sesuai dari

KhDb Q a

dan dapatkan nilai Q a dalam kN atau y dalam

meter. b. Tiang ujung bebas dan ujung jepit pada tanah non kohesif

Gunakan D (dan

ec b

untuk kasus ujung bebas) masukan nilai tersebut pada Gambar 3

8.50, pilih nilai yang sesuai dari meter.

8-105

2

y EI 5 K h 5 Q aD

dan dapatkan nilai Q a dalam kN atau y dalam


Gambar 8.49. Defleksi lateral pada permukaan tanah dari tiang pada tanah kohesif

Gambar 8.50. Defleksi lateral pada permukaan tanah dari tiang pada tanah non kohesif Sub Tahap 12. Bandingkan Q a terhadap Q m. Jika Q a > Q m , gunakan Q m dan hitung y m (Langkah 11) Jika Q a < Q m , gunakan Q a dan y Jika Q a dan y tidak diberikan, gunakan Q m dan ym.

Contoh 8.11 (Sumber Pustaka 8.4)

8-106


Pondasi jembatan pada Contoh 8.2 dengan panjang tiang 11.5 m menerima rentang beban lateral kelompok tiang pada rentang 600 kN untuk tiang bagian dalam dan 900 kN untuk kepala tiang (abutment ). Jika beban lateral maksimum pertiang dibatasi hingga 40 kN dan defleksi horizontal yang diizinkan hanya 10 mm akibat beban lateral. Hitunglah kapasitas beban lateral dari kelompok tiang.

Cara Perhitungan. Tahap-tahap Prosedur Metode Broms Sub Tahap 1. Menentukan tipe tanah umum pada kedalaman kritis di bawah muka tanah kira-kira 4 – 5 kali diameter tiang. Diameter tiang adalah 0.356 meter sehingga kedalaman kritis di bawah permukaan tanah adalah 4 x 0.356 = 1.424 m hingga 5 x 0.356 = 1.78 m. Umumnya tipe tanah yang berada pada kedalaman kritis di bawah permukaan tanah adalah tanah non kehesif pasir halus berlanau lepas.

Sub Tahap 2. Menentukan koefisien reaksi subgrade horizontal (K h) pada kedalaman kritis untuk tanah non kohesif. Untuk tanah non kohesif, nilai K h dapat diambil dari Tabel 8.18 dimana untuk pasir halus 3

3

berlanau lepas memiliki nilai K h antara 1.086 kN/m di bawah muka air dan 1900 kN/m di atas` muka air. Ketika muka air tanah berada di daerah kedalaman kristis, maka interpolasi linier antara dua nilai ini harus digunakan untuk menghitung K h. Dari Sub Tahap 1 asumsikan kedalaman kritis 1.6 m di bawah dasar galian. Berdasarkan Gambar 8.14 (Contoh 8.2), muka air tanah berada pada kedalaman 1 m di bawah dasar galian. Dengan demikian maka interpolasi linier harus digunakan untuk menghitung nilai K h yaitu :

Kh

 1,086 

1 1.6

1,900  1,086  1,595

kN m

3

Sub Tahap 3. Menyesuaikan K h dengan pembebanan dan kondisi tanah Asumsikan ada beban siklik (untuk beban gempa) pada tanah non kohesif lepas sehingga nilai Kh adalah :

Kh



1 4

Kh

1

kN

4

m3

 1,595  399

Sub Tahap 4. Penentuan parameter tiang a. Modulus elastisitas (E) 8-107

= 27,800 MPa


-3

4

-3

3

b. Momen inersia (I)

= 1.32 x 10 m

c.

= 7.46 x 10 m

Modulus penampang (S)

d. Kuat tekan ultimit (f c’)

= 34.5 MPa

e. Panjang tiang tertanam (D)

= 11.5meter

f.

Diameter atau lebar tiang (b)

= 0.356 m

g.

Eksentrisitas dari beban yang diterapkan (e c)

= 0 (tiang ujung jepit)

h. Faktor bentuk tak berdimensi (Cs)

= hanya untuk tiang baja

i.

= Persamaan (8.55)

Momen penahan dari tiang (M y)

 f c' S  34.5  7.46  10 3   257.4 kN  m

My

Sub Tahap 5. Tentukan  untuk tanah non kohesif (Persamaan 8.57)

5

Kh EI

5

399 kN m

27.8  10

6

kN m

2

3

1.32  10  m  3

4

 0.405 m

Sub Tahap 6. Tentukan faktor panjang tak berdimensi pada tanah non kohesif.

D  0.405 m 11.5 m  4.66 Sub Tahap 7. Tentukan apakah tiang panjang atau tiang pendek untuk kriteria tanah non kohesif. Karena D = 4.66 > 4 maka tiang adalah termasuk kriteria tiang panjang

Sub Tahap 8.

Menentukan parameter tanah lainnya yang berada disepanjang tiang

tertanam. a. Koefisien tekanan pasif Rankine untuk tanah non kohesif

Kp

   tan2   45o   2  

Dimana  adalah sudut geser dalam rata-rata disepanjang tiang yang tertanam. Seperti pada Contoh 8.2 profil tanah disepanjang tiang yang tertanam dibagi atas tiga lapisan. Sudut geser dalam pada setiap lapisan dihitung dengan menggunakan nilai N’SPT koreksi yaitu : '

Lapisan 1 (kedalaman 4 m)

N1  7

Lapisan 2 (kedalaman 7 m)

N1  14

Lapisan 3 (kedalaman 0.5 m)

N1  34

8-108

' '

o  1 =29

 1 =31

o

o  1 =36


Sudut geser dalam rata-rata dihitung sbb : 29 o 4 m  31o 7 m  36o 0.5 m



 30.5 o

11.5 m

Koefisien tekanan tanah pasif Rankine adalah :

 tan

2

Kp

 o 30.5 o   45    3.06 2  

b. Berat volume efektif rata-rata ( ) pada tiang yang tertanam adalah :

16.5



kN

kN

kN

kN

m

m

m

m3

4 m  6.7 3

3 m  7.8 3

7 m  9.8 3

0.5 m

11.5 m

 8.36

kN m3

Sub Tahap 9. Tentukan beban lateral ultimit untuk tiang tunggal (Q u) Karena kelompok tiang menggunakan kepala tiang ( pile cap ) maka kelompok tiang termasuk tiang panjang ujung jepit pada tanah non kohesif, maka My b4 yKp



257.4 kN  m kN  0.356 m   8.36 3  3.06  m 

 626

4

Masukan nilai tersebut pada Gambar 8.47 sehingga didapat nilai yang sesuai dari Q u

 190 , sehingga didapatkan nilai Q u :

Kpb 3 y

Q u

kN   190 K p b 3   190  3.06 0.356 m3   8.36 3   219 kN m  

Sub Tahap 10. Hitung beban kerja izin maksimum untuk tiang tunggal (Q m) Hitung Q m dalam kN dari beban ultimit (Q u) dalam kN yang ditentukan dari Langkah 9 seperti yang ditunjukan pada Gambar 8.48.

Q m



219 kN 2.5

 88 kN

Sub Tahap 11. Beban kerja untuk tiang tunggal (Q a) dalam kN Hitung Q a sesuai dengan defleksi rencana yang diberikan pada permukaan tanah (y) dalam meter atau hitung defleksi sesuai dengan beban rencana yang diberikan. Jika Q a dan y tidak 8-109


diberikan, subtitusi nilai Q m dalam kN dari langkah 10 untuk Q a dalam kasus berikut dan selesaikan untuk y m dalam meter. Tiang ujung jepit pada tanah non kohesif :

Gunakan nilai D = 4.66 masukan nilai tersebut pada Gambar 8.50 sehingga didapatkan nilai 3

yang sesuai dari

2

y EI 5 K h 5 Q aD

 0.21

Defleksi (y) untuk Q a = 40 kN adalah : y

0.21 Q a D

EI3 / 5 K h2 / 5



0.21 40  11.5

27.8  10  1.32 10  6 3/ 5

3

3/ 5

399

2/5

 0.016 m  16 mm

Beban rencana 40 kN akan menyebabkan defleksi kepala tiang sebasar 16 mm pada permukaan tanah dan nilai ini melebihi dari defleksi izin sebasar 10 mm. Oleh karena itu beban rencana maksimum yang tidak melebihi defleksi 1 0 mm harus ditentukan. y 

0.21 Q a D

EI3 / 5 Kh2 / 5

0.01 

Q a

0.21 Q a  11.5

27.8 10  1.3210 



6 3/ 5



0.01 27.8  10

3 3/ 5

3992 / 5

 1.32 10 

6 3/5

3 3/ 5

3992 / 5

0.2111.5

 24.9 kN Sub Tahap 12. Bandingkan Q a terhadap Q m. Karena Q a < Q m atau 24.9 kN < 88 kN, maka nilai yang digunakan adalah nilai Q a = 24.9 kN dengan defleksi (y) = 10 mm

8.3.2 Kapasitas Lateral Dari Kelompok Tiang Kemampuan dari kelompok tiang untuk menahan beban lateral seperti tumbukan kapal, puing-puing, angin atau beban gelombang, peristiwa gempa dan sumber-sumber lainnya adalah suatu masalah yang sangat penting. Lendutan dari suatu kelompom tiang akibat beban lateral biasanya 2 – 3 kali lebih besar daripada lendutan pada tiang tunggal yang dibebani dengan intensitas yang sama. Holloway et. all (1981) dan Brown (1988) melaporkan bahwa tiang pada deretan pengikut dari kelompok tiang memiliki ketahanan yang kurang berarti terhadap beban lateral dari pada tiang pada deretan depan sehingga memiliki lendutan yang lebih besar. Ini disebabkan oleh interaksi antara tiang-tanah-tiang yang terjadi 8-110


dalam kelompok tiang. Hasil interaksi tiang-tanah-tiang pada beban lateral dari kelompok tiang kurang dari jumlah kapasitas lateral dari tiang tunggal dalam kelompoknya. Sehingga beban lateral kelompok tiang memiliki efisiensi kurang dari 1.

Tahap-tahap Prosedur Metoda Broms untuk Kapasitas Lateral Kelompok Tiang : Setelah mengikuti tahapan 1 sd 12 pada Sub Bab 8.3.1.2 untuk kapasitas lateral tiang tunggal, maka untuk menghitung kapasitas lateral dari kelompok tiang dapat dilanjutkan dengan tahapan berikut ini :

Sub Tahap 13. Reduksi beban izin dari Langkah 12 untuk pengaruh kelompok tiang dan metode dari pemasangan tiang. a. Faktor reduksi kelompok tiang ditentukan oleh jarak dari pusat ke pusat tiang (z) searah beban (Gambar 8.51) z

Faktor reduksi

8b

1

6b

0.8

4b

0.5

3b

0.4

z z

Beban lateral

Gambar 8.51. Faktor reduksi kelompok tiang b. Metode dari faktor reduksi pemasangan 1. Untuk tiang pancang gunakan tanpa reduksi 2. Untuk tiang penyemprotan ( jetting) gunakan 0.75 dari nilai pada Langkah 13a.

Sub tahap 14. Tentukan kapasitas lateral dari kelompok tiang Kapasitas beban lateral total dari kelompok tiang sesuai dengan beban izin per tiang dari Langkah 13b kali jumlah tiang. Lendutan dari kelompok tiang adalah nilai yang dipilih dalam Langkah 12 pada Sub Bab 8.3.1.2.

Contoh 8.12. (Sumber Pustaka 8.4) Lanjutan dari Contoh 8.13, hitunglah kapasitas beban lateral total dari kelompok tiang.

Cara Perhitungan :

8-111


Setelah mengikuti tahapan 1 sd 12 pada Contoh 8.11 untuk kapasitas lateral tiang tunggal, maka untuk menghitung kapasitas lateral dari kelompok tiang dapat dilanjutkan dengan tahapan berikut ini :

Sub Tahap 13. Reduksi beban izin dari Langkah 12 untuk pengaruh kelompok tiang dan metode dari pemasangan tiang.



Beban izin maksimum reduksi akibat pengaruh kelompok tiang Faktor reduksi kelompok tiang ditentukan oleh jarak dari pusat ke pusat tiang (z) = 1.5 m kearah beban dan diameter tiang adalah 0.356 m z b



1.5 0.356

 4.21 

z  4.21b

Dari table pada Gambar 8.51 maka faktor reduksi harus diinterpolasi : 6  4.21 64



0.8  x 0.8  0.5



x  0.53

Nilai beban izin maksimum reduksi akibat pengaruh kelompok tiang adalah : Q m = 0.532 x (88 kN) = 47 kN



Beban izin maksimum reduksi akibat pengaruh pemasangan tiang. Untuk tiang pancang tidak direduksi sehingga Q m = 47 kN

Sub tahap 14. Tentukan kapasitas lateral dari kelompok tiang Kapasitas beban lateral total dari kelompok tiang sesuai dengan beban izin per tiang dari Langkah 13b kali jumlah tiang. Pada contoh ini beban izin kelompok tiang yang digunakan adalah yang memenuhi persyaratan defleksi minimum 10 mm yaitu Q a = 24 x 24.9  600 kN .

8-112


8.4 TAHAP 3. PERKIRAAN PENURUNAN TIANG 8.4.1 Penurunan Kelompok Tiang Pada Tanah Non Kohesif Metode Berdasarkan Data Uji SPT Mayerhoff (1976), merekomendasikan bahwa penurunan dari kelompok tiang pada endapan pasir homogen dapat diperkirakan sbb:

s

0.96p f BIf '

(8.58)

N

Untuk pasir berlanau

s

1.92p f BIf '

(8.59)

N

Dimana : s

adalah perkiraan penurunan total (mm)

Pf

adalah tekanan pondasi (kPa)

B


N’

adalah nilai N’-SPT koreksi rata-rata pada kedalaman B di bawah ujung tiang

D

adalah kedalaman pemancangan tiang (m)

If

adalah faktor pengaruh dari kelompok tiang

Dimana :

 D   0.5  8B 

If  1  

(8.60)

Metoda Berdasarkan Data Uji CPT Mayerhof (1976) menganjurkan hubungan berikut untuk memperkirakan penurunan maksimum menggunakan hasil uji data sondir pada tanah non kohesif jenuh : s

42p f BIf qc

Dimana : s, pf , B dan I f sudah didefinisikan pada bab sebelumnya qc = Tahanan ujung rata-rata (kPa) pada kedalaman B di bawah ujung tiang

8-113

(8.61)


8.4.2 Penurunan Kelompok Tiang Pada Tanah Kohesif Terzaghi dan Peck (1967) menyarankan bahwa penurunan kelompok tiang dapat dievaluasi menggunakan situasi pondasi ekivalen pada kedalaman 1/3 D di atas ujung tiang (Gambar 8.52).

Gambar 8.52. Konsep pondasi ekivalen Persamaan yang digunakan untuk menghitung penurunan pada tanah kohesif tergantung pada kenaikan tegangan dan apakah tanah terlalu terkonsolidasi (Overconsolidated ) atau terkonsolidasi normal (Normally Consolidated ). Istilah yang digunakan dalam persamaan ini adalah sbb : s

adalah penurunan total (mm)

H

adalah ketebalan lapisan tanah (mm)

Ccr

adalah indeks pemuaian

eo

adalah angka pori awal

po

adalah tegangan overburden efektif pada bagian tengah dari lapisan tanah (kPa)

Cc

adalah indeks pemampatan

p

adalah kenaikan tegangan pada lapisan kompresibel (kPa)

Untuk tanah kohesif terlalu terkonsolidasi dimana p o sbb :

8-114

  p  p

c

, penurunan dapat dihitung




s H

C cr

1  e o

log

  po  pc



H

Cc

1  eo

log

po

 p   pc 

Untuk tanah kohesif terlalu terkonsolidasi dimana p o

(8.62)

  p  p

c

, penurunan dapat dihitung

sbb :



s  H

C cr

1  eo

log

po

 p   po 

(8.63)

Untuk tanah kohesif terkonsolidasi normal, penurunan dapat dihitung sbb :



sH

Cc

1  e o

log

po

 p   po 

(8.64)

Gambar 8.53 menunjukan distribusi tekanan di bawah pondasi`ekivalen untuk kelompok tiang yang didukung oleh berbagai kondisi tanah.

8-115


a. Tiang yang didukung oleh tanah lempung keras/pasir di

b. Tiang yang didukung oleh tanah lempung

atas`lempung lunak

c.

Tiang yang didukung oleh pasir di atas`tanah lempung

d. Tiang yang didukung oleh tanah berlapis

Gambar 8.53. Distribusi tekanan di bawah pondasi`ekivalen untuk kelompok tiang (Cheney dan Chassie, 1993)

8.4.3 Penurunan Kelompok Tiang Pada Tanah Berlapis Tiang sering dipasang pada profil tanah berlapis yang terdiri dari tanah non kohesif dan tanah kohesif, atau profil tanah dimana setiap lapisan tanah memiliki konsistensi berbeda yang

8-116


dipengaruhi oleh pembebanan kelompok tiang. Berikut ini adalah persamaan yang digunakan untuk menghitung penurunan pada lapisan tanah berbutir.

1

s H

C

log '

po

 p   po 

(8.65)

Nilai C’ dapat dilihat dari grafik pada Gambar 8.54 sbb :

Gambar 8.54. Nilai indeks kapasitas dukung (C’) untuk tanah berbutir (Modifikasi menurut Cheney dan Chassie, 1993)

Contoh 8.13 (Sumber Pustaka 8.4) Untuk kelompok tiang pada Contoh 8.4, hitunglah penurunan dari kelompok tiang menggunakan metode pondasi ekivalen untuk tiang dengan kedalaman penanaman 17.5 m. Dari hasil uji konsolidasi di laboratorium didapatkan nilai parameter konsolidasi sbb :

Tabel 8.20. Nilai parameter konsolidasi Lapisan tanah

Parameter konsolidasi pc

eo

Cc

Ccr

Lapisan 2

200

0.8

0.3

0.03

Lapisan 3

297

0.54

0.2

0.02

8-117


Cara Perhitungan Sub Tahap 1. Tentukan lokasi pondasi ekivalen seperti pada Gambar 8.55 di bawah ini Pondasi ekivalen berada pada kedalaman 2/3 D dari dasar kepala tiang ( pile cap), yaitu : 2

17.5 m  11.67 m

Di bawah dasar kepala tiang

=

Di bawah permukaan tanah

= 11.67 m + 1.5 m = 13.17 m

3

Sub Tahap 2. Tentukan dimensi dari pondasi ekivalen : Semua tiang dalam kelompok tiang adalah vertikal dan kelompok tiang memiliki dimensi 3.36 m x 10.86 m. Kedalaman dasar dari pondasi ekivalen adalah 11.67 m, dengan penyebaran beban 4V : 1H seperti pada Gambar 8.55, sehingga :

 11.67 m    9.2 m  4   11.67 m  Panjang pondasi ekivalen (Z1) adalah : 10.86 m  2    16.7 m  4  : 3.36 m  2 

Lebar pondasi ekivalen (B 1) adalah

Sub Tahap 3. Tentukan kenaikan tegangan (p) pada titik tengan lapisan tanah yang berada di bawah pondasi ekivalen Lapisan 2 :

Lebar permukaan distribusi tegangan (B 2) adalah Panjang permukaan distribusi tegangan (Z 2) adalah

 1.67 m    10.87 m  2   1.67 m  : 16.7 m  2    18.37 m  4  : 9.2 m  2 

Maka kenaikan tegangan (p) pada lapisan 2 adalah :

p 

P B2  Z 2



12,600 10.87  18.37

 63.51

kN m

2

Lapisan 3 :

Lebar permukaan distribusi tegangan (B 3) Panjang permukaan distribusi tegangan (Z 3) Maka kenaikan tegangan (p) pada lapisan 3

8-118

 7.58 m    16.78 m  2   7.58 m  : 16.7 m  2    24.28 m  4  : 9.2 m  2 

: p 

P B2  Z 2



12,600 16.78  24.28

 30.93

kN m2


P = 12,600 kN Ukuran fondasi 4.5 m x 12 m 1.5 m

0.5 m

Lempung berlanau sedang

 = 19 kN/m 5.5 m

1H

3

4V

11.67 m

Lempung berlanau kenyal

17.5 m

9.5 m

 = 19.5 kN/m

3

Fondasi ekivalen

0

1H 2V

1.67 m

2.5 m

10.33 m

Lempung berlanau sangat kenyal

7.58 m

Luas kelompok tiang

 = 20.3 kN/m 6m

3

0.57 m

10.86 m 12 m

1.5 m 1.5 m

0.57 m 0.57m

3.36 m 4.5 m

0.57m Tiang beton prategang

Gambar 8.55. Distribusi tegangan di bawah fondasi ekivalen untuk kelompok tiang

8-119


Sub Tahap 4. Tentukan tegangan overburden efektif pada titik tengan lapisan tanah yang berada di bawah pondasi ekivalen kN

Lapisan 2 :

po

 0.5  19  6.5  9.2  9.5  1.67  9.7  145.21

Lapisan 3 :

po

 0.5  19  6.5  9.2  9.5  9.7  4.25  10.5  206.1

m2 kN m2

Sub Tahap 5. Hitung penurunan konsolidasi (Sc) akibat tekanan tanah. Lapisan 2 : Adalah tanah kohesif terlalu terkonsolidasi dimana p o

  p  p atau (145.21 + 63.51) = 208.7 c

kPa > 200 kPa, sehingga penurunan dapat dihitung dengan menggunakan persamaan (8.62) sbb :

s2

0.03 200   3.33   log  1  0.8 145.21 

 0.3 log 145.21  63.51   0.018 m  18 mm  200  1  0.8

3.33 

Lapisan 3 : Adalah tanah kohesif terlalu terkonsolidasi dimana p o

  p  p

c

atau (206,1 + 30.93) = 237

kPa  297 kPa, sehingga penurunan dapat dihitung dengan menggunakan persamaan (8.63) sbb :

 0.02 log 206.1  30.93  0.0067m  6.7 mm  206.1 1  0.54

s 3  8.5 

Penurunan total akibat tekanan tanah adalah : s total  s2  s3  18 mm 6.7 mm 24.7 mm

Tabel 8.21. Rekapitulasi perhitungan penurunan konsolidasi Kedalaman

Kedalaman

Permukaan distribusi

dibawah muka

dibawah fondasi

beban (m)

tanah (m)

ekivalen (m)

B

2

14.84

1.67

3

20.75

7.58

Lapisan

p

po

po+p

s

Z

(kPa)

(kPa)

(kPa)

(mm)

10.8

18.37

63.51

145.21

208.7

18

16.78

24.28

30.93

206.1

237

6.7

Penurunan total (stotal)

8-120

24.7


8.5 TAHAP 4. PERHITUNGAN LENDUTAN LATERAL TIANG Tahap ini tidak lazim dilaksanakan untuk jembatan dengan bangunan atas terpisah dari bangunan bawah, kecuali lendutan lateral pada beban keadaan batas layan diharapkan besar akibat tanah kohesif lemah atau non kohesif lepas sekitar tiang. Lendutan lateral diperbesar bila lapis lemah/lepas berada dekat permukaan. Ada kemungkinan untuk mengurangi sebagian besar lendutan lateral pada balok pondasi cap oleh penggantian lapis-lapis lemah dengan tanah lebih kuat yang dipadatkan penuh.

8.5.1 Lendutan Lateral Dari Tiang Tunggal Pada manual ini metode yang digunakan untuk penentuan lendutan tiang sudah dijelaskan pada pasal 8.99 yaitu dengan menggunakan metode Brom. Metode Broms’ menyediakan prosedur perhitungan manual yang relatif mudah untuk menentukan beban lateral dan defleksi tiang pada permukaan tanah. Metode Broms’ mengabaikan beban aksial pada tiang. Untuk proyek yang kecil, Metoda Broms dapat digunakan. Metode Broms dapat digunakan untuk mengevaluasi tiang ujung bebas`dan tiang ujung jepit pada profil tanah kohesif murni dan tanah non kohesif murni. Metode ini tidak kondusif untuk analisa beban lateral tiang pada profil campuran tanah kohesif dan non kohesif . Tahap-tahap Prosedur Metoda Broms untuk penentuan tiang panjang atau tiang pendek dengan ujung bebas atau terjepit

pada tanah kohesif atau tanah non kohesif sudah

dijelaskan pada pasal 8.3.1.2 mulai dari Tahap 1 sd Tahap 6 pada bagian ini. Penentuan momen maksimum yang terjadi pada tiang panjang dan tiang pendek ujung bebas dan ujung jepit pada tanah kohesif dan non kehesif : a. Tiang dalam tanah kohesif 1. Tiang ujung bebas Untuk tiang panjang dan tiang pendek pada tanah kohesif maka letak momen maksimum (xo) dapat dihitung sbb :

x o 

Q u

9 cu B

(8.66)

Dengan mengambil momen pada titik dimana momen pada tiang mencapai maksimum, dapat diperoleh : Mmax

 Q u ec  1.5B  0.5x o 

(8.67)

Momen maksimum dapat juga dinyatakan oleh persamaan : Mmax

8-121

 2.25B cu L  x o 

(8.68)


2. Tiang ujung jepit Untuk tiang pendek ujung jepit pada tanah kohesif, Kapasitas lateral ultimit tiang : Q u

 9 cuB L  1.5B

(8.69)

Momen maksimum : Mmax

 4.5 cuB L2  2.25B2 

(8.70)

Untuk tiang panjang ujung jepit pada tanah kohesif, Kapasitas lateral ultimit tiang : Q u

 9 cuB L  1.5B

(8.71)


 4.5 cuB L2  2.25B2 

(8.72)

b. Tiang dalam tanah non kohesif 1. Tiang ujung bebas



Tiang pendek

Dengan mengambil momen terhadap ujung bawah tiang maka : 0.5  L B K p '

Q u



3

e c  B

(8.73)

Momen maksimum terjadi pada jarak x o di bawah permukaan tanah, dimana :

Q u

 1.5  'B x 2o Kp

(8.74)

Dan jarak xo :

 Q  x o  0.82  ' u    B Kp   

0.5

(8.75)




8-122

 Q u e  1.5 x o 

Tiang panjang

(8.76)



 Q u ec  0.67x o 

(8.77)

Tahanan lateral ultimit :

Q u

Mu

 ec

 Q u    0.54  '   B K p  

(8.78)

2. Tiang ujung jepit



Tiang pendek Tahanan lateral ultimit : Q u

 1.5  ' L2 B Kp

(8.79)

Momen maksimum :

Mmax



  ' L3 B Kp

(8.80)

Tiang panjang Tahanan lateral ultimit :

Q u



2Mu

e c  0.67x o 

(8.81)


 Q u e c  0.67x o 

(8.82)

Jarak momen maksimum :

xo

8-123

 Q   0.82  ' u    B Kp 

(8.83)


(a)

(b)

(c )

(e ) Tiang pendek ujung bebas pada tanah non kohesif

(d)

(f) Tiang pendek ujung jepit pada tanah non kehesif

Gambar 8.56. Reaksi tanah dan momen tekuk pada tiang (a) ujung bebas (b) ujung jepit, tiang pada tanah kohesif (c) ujung bebas (d) ujung jepit, pada tanah non kehesif (e) ujung bebas (f) ujung jepit (Sumber : Shamser Prakash, Hari D. Sharma, Pile Foundation in Engineering Practice, John Wiley & Sons, Inc., 1990)

8-124


(a)

(c )

(b)

(d)

Gambar 8.57. Reaksi tanah dan momen tekuk pada tiang panjang pada Tanah kohesif (a) ujung bebas (b) ujung jepit , dalam tanah non kehesif (c ) ujung bebas (d) ujung jepit (Sumber : Shamser Prakash, Hari D. Sharma, Pile Foundation in Engineering Practice, John Wiley & Sons, Inc., 1990)

8.5.2 Pengaruh Kelompok Pada Lendutan Lateral Lendutan kelompok tiang adalah lebih besar dari lendutan tiang tunggal yang memikul sebagian beban karena interaksi dengan tiang lain. Pengaruh ini dapat diperkirakan dengan mengurangi modulus tanah Es dari tiang-tiang berikut dalam suatu baris tiang.

8-125


8.6 TAHAP 5. RENCANA TIANG DAN BALOK PONDASI CAP UNTUK KEAWETAN DAN SYARAT STRUKTURAL PADA KEADAAN BATAS ULTIMIT Rencana terperinci untuk beton bertulang dan baja dibahas dalam Bagian 5 dan 6 dari panduan ini masing-masing. Denah geometrik dari balok pondasi cap untuk pangkal dan pilar dibahas dalam Bagian 3 dari Panduan ini. Segi perencanaan tiang yang khusus dibahas dalam Bagian ini:



Keawetan



Tekuk dari tiang yang tidak didukung atau tiang dalam tanah lemah



Momen lentur dan gaya geser dalam tiang



Rencana balok pondasi cap



Pengembangan jepit tiang pada balok pondasi cap



Pengangkatan tiang dan gaya pemancangan



Sambungan tiang



Sepatu dan tutup tiang untuk pemancangan

8.6.1 Keawetan Beton Bertulang Untuk menjamin keawetan, pondasi harus dibangun dengan kualitas beton baik dan direncanakan dengan selimut beton untuk melindungi tulangan baja seperti dalam spesifikasi Peraturan Jembatan Bagian 6.3.

8.6.2 Tiang Baja Korosi dari tiang baja terselubung dapat menyebabkan kehilangan luas penampang dan demikian kehilangan kapasitas tiang dan dapat menuju pada keruntuhan sewaktu-waktu dari seluruh struktur. Perencanaan keawetan memerlukan rencana dari cara-cara proteksi untuk mengendalikan kecepatan laju korosi.



Keadaan dimana korosi dapat terjadi jika :



Lokasi sekitar dasar tanah, karena keadaan udara dari lapis atas dan terdapatnya bahan permukaan organik dan air



Kolam-kolam, genangan gambut, daerah alkali dan tanah yang mengandung sisa hasil tambang atau industri adalah potensial t erhadap korosi



Tanah yang mengandung sulfur atau sulfat



Air bersih yang deras dengan pasir sungai dapat meningkatkan pengikisan yang mempercepat laju korosi normal



Daerah pasang surut (pada jarak dekat di atas elevasi air pasang) dalam air laut/asin

Pada tanah tertentu terutama lempung padat hampir tidak terjadi korosi. Kekurangan zat lemas (oksigen) dalam tanah, kekurangan aliran air dan terhambatnya pengumpulan mula-

8-126


mula dari hasil korosi dalam tanah sekitar tiang menghasilkan suatu proteksi yang hampir sempurna. Tiang baja yang dipancang dalam pasir dapat memperoleh selaput ferrosilikat yang tidak rembas-larut pada bagian bawah yang bekerja sebagai selubung pelindung.

Sistem Proteksi Tiang Baja Untuk tiang tertanam dalam tanah tidak agresif : Hanya perlu menyediakan luas penampang baja yang lebih besar untuk menahan laju



korosi sesuai dengan Peraturan Jembatan. Penambahan luas penampang yang diperlukan adalah umumnya sangat kecil



Untuk tiang dalam lingkungan tanah atau udara agresif :



Cat permukaan (setelah ‘sand-blasting’) – cat coal-tar , cat epoxy coal-tar , mastik bitumen, emulsi bitumen.

Selubung beton yang bagaimanapun peka terhadap retak dan kehilangan efektifitas



bila tiang mengalami lenturan yang cukup besar Proteksi katodik



Cara penyediaan proteksi yang menjamin umur rencana dari struktur harus dispesifikasi pada gambar konstruksi.

8.6.3 Kapasitas Tekuk Dari Tiang Umumnya tekuk tidak merupakan masalah perencanaan untuk tiang yang didukung oleh tanah. Bagaimanapun untuk tiang yang sebagian tidak terdukung di atas permukaan tanah atau didukung dalam tanah sangat lemah, rencana kapasitas tekuk P cr dapat dihitung dengan salah satu rumus berikut :

Modulus Reaksi Tanah Tetap dengan Kedalaman : Rumus berikut sesuai untuk tiang dalam lempung homogen :

Pcr

0.6  2 E p Ip





4  S u





Dengan f bu

Dan

ks

8-127



L u 

(8.84)

 f bu2 f bu 

4

E p Ip

67 c u d

ks d

(8.85)


Dimana : Lu = panjang tiang yang tidak didukung (m) Nilai Su diberikan dalam Tabel 8.22

Tabel 8.22. Nilai Su dan SL Kepala bebas dasar bebas

Kepala terjepit dalam translasi, dasar bebas

Su

Su

0

1.57

1.57

1

1.5

1.57

2

1.49

1.56

>4

1.44

1.51

Lu/f bL

SL

SL

0

1.86

-

1

1.83

1.9

2

1.81

1.84

>4

1.8

1.8

Lu/f bu

Modulus Reaksi Tanah Meningkat Linier dengan Kedalaman : Rumus berikut sesuai untuk tiang dalam pasir atau lempung lembek. 0.6  E p Ip 2

Pcr



 L u  2  f bL 4  S L  f bL  

(8.86)

Dengan

f bL

6

E p Ip rm

(8.87)

dan rm

adalah laju peningkatan modulus reaksi tanah sesuai kedalaman. Nilai tipikal untuk rm

berada antara 1.5 MPa/m dan 18 MPa/m dan 4.0 Mpa/m untuk lempung

lembek. SL

adalah dua keadaan jepitan tiang dalam Tabel 8.26. Nilai-nilai ini berlaku untuk Lp/f bl> 4

8.6.4 Rencana Sambungan Tiang Sambungan ditempatkan pada lokasi yang baik dan mudah dikerjakan dimana momen lentur kecil. Penyambungan tiang beton pracetak dapat mengacu pada Surat Edaran Menteri Pekerjaan Umum No. 10/SE/M/2010 tentang Pedoman penyambungan untuk tiang beton 8-128


pracetak untuk fondasi jembatan. Pedoman ini meliputi penyambungan tiang pancang beton pracetak dengan epoksi atau las untuk fondasi jembatan. Berikut ini adalah referensi lain dari berbagai bentuk sambungan pada tiang beton pracetak dan tiang beton prategang (Sumber : Shamser Prakash, Hari D. Sharma, Pile Foundation in Engineering Practice, John Wiley & Sons, Inc., 1990).

(a) Sambungan Marier

(c ) Sambungan ABB

(b) Sambungan Hercules

(d) Sambungan NCS

Gambar 8.58. Skema variasi dari tipe-tipe sambungan pada tiang beton (Sumber : Shamser Prakash, Hari D. Sharma, Pile Foundation in Engineering Practice, John Wiley & Sons, Inc., 1990) 8-129


(e ) Sambungan Tokyu

(f) Sambungan tiang selinder Raymond

(g ) Sambungaan Bolognesi-Moretto

(i ) Brunspile conector ring

(h) Sambungan Bolted Japannese

(j) Sambungan Anderson

Gambar 8.58. Lanjutan

8-130


(k ) Sambungan Fuentes

(m ) Sambungan cement-dowel

(o ) Sambungan Mouton

(l) Sambungan Hamilton

(n) Sambungan Macalloy

(p) Sambungan Raymond wedge

Gambar 8.58. Lanjutan 8-131


(q ) Sambungan pile coupler

(s ) Sambungan Wennstrom

(r) Sambungan Nilsson

(t) Sambungan Pogonowski

Gambar 8.58. Lanjutan

8-132


Gambar 8.59. Beberapa tipikal sambungan dari tiang Baja H (Sumber : Shamser Prakash, Hari D. Sharma, Pile Foundation in Engineering Practice, John Wiley & Sons, Inc., 1990)

Gambar 8.60. Beberapa tipikal sambungan dari tiang pipa baja (Sumber : Shamser Prakash, Hari D. Sharma, Pile Foundation in Engineering Practice, John Wiley & Sons, Inc., 1990)

8-133


8.6.5 Rencana Balok Pondasi Cap Rencana gaya geser dan momen lentur dalam balok pondasi cap harus dihitung untuk potongan kritikal yang diuraikan dalam Gambar 8.61.

Catatan : Bila Z > D/2 di dalam ‘ free body ’ gunakan gaya tiang penuh R dalam ‘ free-body ’ Bila Z > D/2 di luar ‘ free body ’ jangan mencangkup R dalam ‘free-body’ Interpolasi bagian dari R harus tercakup dalam ‘ free-body ’ bila tiang berada antara dua batas tersebut Bagian minimum dari momen tiang tunggal yang terbagi kedalam balok pondasi cap, pada lajur sentrik dengan lebar 3D adalah : 75% untuk tiang yang dekat pada suatu ujung (dalam arah momen). 50% untuk tiang dalam (dalam arah momen) d adalah tinggi efektif dari penampang beton bertulang Untuk perencanaan balok tebal ( pile cap) disarankan menggunakan Teori Depth Beam

Gambar 8.61. Penampang kritikal untuk perhitungan gaya geser dan momen lentur rencana 8-134


Untuk kepala tiang ( pile cap) umumnya terbuat dari beton bertulang. Kepala tiang harus cukup tebal untuk menahan gaya-gaya geser (menurut RSNI3 Persyaratan Perancangan Geoteknik tahun 2017). Kepala tiang merupakan suatu cara untuk mengikat pondasi sebelum didirikan kolom di bagian atasnya. Fungsi dari kepala tiang adalah untuk menerima beban dari kolom yang kemudian akan disebarkan ke tiang dimana masing-masing tiang akan mendapatkan 1/(Jumlah tiang) dari beban kolom dan harus kecil sama dengan kapasitas dukung yang diizinkan. Menurut AASHTO LRFD Bridge, Design Specification, Customary U.S. Units (2012) pasal 10.7.1.2, jarak dari pusat kepusat tiang tidak boleh lebih dari 2.5 kali diameter tiang. Jarak dari samping tiang ke tepi kepala tiang ( pile cap) terdekat tidak boleh kurang dari 9 inchi. Tiang yang ujung atasnya terjepit (tertanam) dalam pelat penutup kepala tiang ( pile cap) paling sedikit 60 cm (24 inchi), tiang ini disebut sebagai tiang ujung jepit ( fixed end pile). Untuk tiang-tiang yang bagian atasnya tidak terjepit atau terjepit kedalam pelat penutup kepala tiang tetapi kurang dari 60 cm termasuk tiang ujung bebas ( free end pile).

8.6.6 Perkembangan Momen Tiang Dan Kapasitas Geser Pons Pada Balok Pondasi Cap Perkembangan kapasitas geser-pons tiang diuraikan dalam Gambar 8.62 dibawah ini.

Gambar 8.62. Kapasitas geser-pons Kapasitas momen dalam tiang baja atau tiang beton dapat diperoleh melalui tumpuan atau batang jangkar seperti diuraikan dalam Gambar 8.63 di bawah.

8-135


Gambar 8.63 Perkembangan kapasitas lentur penuh dari tiang dalam balok pondasi cap

8.6.7 Tegangan Tiang Selama Pengangkatan Dan Pemancangan a. Tegangan Pengangkatan Berhubung beratnya dan kuat lentur tarik yang relatif rendah, tiang beton pracetak harus diangkat secara berhati-hati untuk mencegah retakan atau putusnya tiang. Tegangan selama pengangkatan tiang beton pracetak sering menentukan luas penampang yang diperlukan dan dapat menetapkan panjang maksimum yang boleh dipancang tanpa disambung. Tiang Beton bertulang maupun tiang beton pratekan harus direncanakan sebagai suatu gelagar yang dibebani oleh berat sendiri tambah 50% beban lebih untuk kejut. Rencana keadaan kritikal terjadi pada pengangkatan dari cetakan dan kekuatan rencana beton yang sesuai waktu tersebut harus digunakan. Pengangkatan tiang sampai panjang 15 m, cukup dilakukan oleh pengangkat tunggal pada titik 1/3 panjang tiang. Tiang yang lebih panjang akan memerlukan rancangan khusus. Pengangkatan tipikal untuk tiang beton diuraikan dalam Gambar 8.64. Umumnya titik-titik pengangkutan yang digunakan dalam perencanaan ditunjukan pada gambar konstruksi.

8-136


Gambar 8.64. Pengangkatan tiang beton pracetak b. Tegangan Pemancangan Penulangan untuk menahan tegangan lokal dalam dasar tiang dan kepala umumnya diperlukan untuk semua bahan tiang. Tegangan-tegangan yang terjadi dimanapun sepanjang tiang selama pekerjaan pemancangan adalah umumnya hanya berbahaya untuk tiang beton dan tergantung pada berbagai variabel, sebagai contoh :



Massa palu dan tinggi jatuh



Jenis palu



Jenis pelindung dan paking



Besaran-besaran tanah

8-137


Pukulan akibat palu pemancang menimbulkan gelombang tekanan yang merambat ke bawah tiang pada kecepatan suara dalam beton. Ini menghasilkan tegangan tekan tinggi antara 10 sampai 40 MPa (dalam tiang beton). Bila gelombang mencapai dasar tiang maka dipantul kembali. Bila dasar tiang tertancap kaku dalam tanah teguh, gelombang tekanan terpantul kembali. Bagaimanapun, bila dasar tiang tidak tertahan seperti yang terjadi dalam tanah lembek, suatu gelombang tarik dengan besaran berkurang dipantulkan. Pengaruh ini dipertajam pada tiang sangat panjang. Ini adalah gaya-gaya yang potensial paling merusak dalam tiang beton dan diuraikan dalam Gambar 8.65.

Gambar 8.65. Teori gelombang tekanan Tegangan tarik lebih dihindari dengan menggunakan pukulan-pukulan kecil dengan palu terbesar yang tersedia. Bagaimanapun, gaya yang tiba pada dasar tiang harus cukup besar untuk menimbulkan leleh plastis pada tanah di bawah tiang sebelum tiang dapat bergerak. Lihat Tabel 8.23 untuk spesifikasi tipikal dari berat massa palu minimum untuk pekerjaan ‘drop-hammer’ .

Tabel 8.23. Spesifikasi tipikal untuk berat massa palu minimum Panjang tiang

Perbandingan berat palu minimum terhadap berat tiang

0 – 15 m

1

15 – 18 m

3/4

>18 m

2/3

Menurut Surat Edaran Menteri Pekerjaan Umum dan Perumahan Rakyat No. 31/SE/M/2015 tentang Pedoman Pemilihan Alat Pemancangan Tiang Fondasi Jembatan pasal 5.3.2.1 bahwa 8-138


berat palu jenis drop hammer sebaiknya tidak kurang dari jumlah berat tiang beserta topi pancangnya. Menurut RSNI3 tentang Persyaratan Perancangan Geoteknik (2017) pasal 9.8.4, uji pembebanan dinamik ( Pile Driving Analyzer , PDA) pada saat pengujian, hammer seberat 1% - 2% dari beban ultimit rencana yang diharapkan akan digunakan untuk dapat memobilisasi kapasitas ultimit tiang dengan kondisi kepala tiang rata dan berupa material uji yang padat. Menurut Surat Edaran Menteri Pekerjaan Umum dan Perumahan Rakyat No. 31/SE/M/2015 tentang Pedoman Pemilihan Alat Pemancangan Tiang Fondasi Jembatan pasal 5.3.2.1 Tinggi jatuh palu tidak boleh melampaui 2.5 m atau sebagaimana yang diperintahkan oleh Direksi Pekerjaan. Menurut RSNI3 tentang Persyaratan Perancangan Geoteknik (2017) pasal 9.8.4, uji pembebanan dinamik (Pile Driving Analyzer , PDA) pada pondasi tiang hanya digunakan sebagai pembanding dari percobaan beban aksial tekan, dimana harus terdapat minimal 1 tiang yang sama untuk setiap penampang tiang yang diuji static atau dinamik untuk kemudial hasilnya dikorelasikan. Jumlah uji pembebanan dinamik (PDA) pada struktur jalan dan jembatan atau struktur memanjang lainnya dapat lebih banyak, yaitu pada setiap pilar, abutmen, pile slab dengan catatan uji pembebanan static tetap dilakukan pada area tertentu seperti yang dijelaskan pada Tabel 4.5.2-3 pasal 4.5.2 BMS Code Bagian 4 – Pondasi untuk melihat korelasi parameter yang digunakan dalam analisis.

8-139

BMS Manual Bab 8

Recommend Documents