Desain Hanggar Pesawat - Struktur Baja

Format T1 TUGAS Struktur Baja-2 Semester Genap 2013-2014

Kelompok :III ( TIGA )

Jurusan Teknik Sipil, Fakultas Sains dan Teknik,Universitas Nusa Cendana, KUPANG

Halaman: _ dari _ halaman

A. DESAIN ORGANISASI STRUKTUR BANGUNAN. Berdasarkan data umum bangunan maka direncanakan bangunan dengan denah sebagai berikut : Pengaku Dinding Memanjang B

C

D

E

Kantor

Kantor

Gudang

10.00 m

5

Gudang

10.00 m

6

A

3 1

10.00 m

2

10.00 m

Pengaku Dinding Melintang

17.50 m

17.50 m

17.50 m 70.00 m

KETERANGAN : : Pintu jenis roll-up : Titik Lampu

Gambar A-1. Denah Organisasi Struktur Bangunan

17.50 m

50.00 m

Kolom

10.00 m

4

Rafter





Bangunan direncanakan untuk housing dan perawatan 2 pesawat jenis N-250 yang hendak dibangun di Lanudal El-Tari (dapat dilihat pada Lampiran 1), dengan data pesawat sebagai berikut : 

Panjang pesawat : 28.15 m



Wing span ( lebar pesawat dari ujung sayap kiri ke ujung sayap kanan) : 28.0 m



Tinggi pesawat : 8.78 m

Luas area bangunan adalah 70 m x 50 m. Karena dengan pertimbangan wing span pesawat 28 m maka tiap bentang ruang hanggar adalah 35 m dengan daerah aman (clearance) batas untuk pesawat dengan wing span 28 m adalah 3.5 m pada tiap sisi pesawat. Dengan luas area 70 m maka diperoleh 2 bentang sebagai tempat pesawat dan ruangan sebagai kantor direncanakan berukuran 17.5 m x 10 m serta ruang penyimpanan peralatan suku cadang pesawat direncanakan berukuran 17.5 m x 10 m, pada masing-masing

bentang. Masing-masing gudang memiliki 2 pintu dengan

pertimbangan jika ada pesawat dalam hangar maka container pembawa suku cadang bisa mengantarkan barang melalui pintu belakang hanggar. Pintu berada di belakang karena area yang di belakang hanggar masih kosong dan area ini masih merupakan area milik pemili proyek (owner). Masing- masing kantor dan gudang direncanakan menggunakan sistem AC agar menjaga suhu peralatan. Pesawat direncanakan masuk dan keluar hanggar hanya 1 arah dengan menggunakan bantuan Aircraft Tow Tractor. Hanggar tidak memiliki pintu di depan, dibiarkan terbuka saja karena area ini mempunyai security system yang sangat ketat, jadi keamanannya terjamin walau tidak mempunyai pintu.





a. Struktur Utama (Primer) Jenis struktur utama yang dipilih dalam perencanaan hanggar ini adalah rangka gebel dua bentang dengan konsol.

5.02 m

Rafter Gebel

10.00 m

16° Kolom

35.00 m

35.00 m

Gambar A-2. Idealisasi Struktur Utama

Struktur yang paling cocok untuk pendirian bangunan hangar pesawat adalah struktur gebel. Dalam perencanaan kapasitas penampungan dua pesawat didirikan struktur gebel dua bentang yang memiliki pemanfaatan ruang yang lebih maksimal sehingga gebel dua bentang dengan konsol dianggap paling cocok untuk pembangunan hanggar perbaikan pesawat. Selain itu alasan pemilihannya karena berdasarkan data umum yang diberikan pemilik, kemiringan penutup atap 16o seperti yang terlihat pada gambar A-2. Jumlah gebel tiap bentang yang dibutuhkan untuk konstruksi ini adalah total dua bentang gebel yaitu 70 m, dengan tinggi struktur utama di bagian tengah mencapai 15,02 m dengan pertimbangan tinggi pesawat rencana adalah 8,78 m sehingga mempunyai jarak aman 6,24 m.





b. Struktur Pendukung (Sekunder) Struktur pendukung terdiri atas bagian-bagian sebagai berikut : 1. Struktur Dinding Memanjang Jenis struktur yang digunakan pada struktur dinding memanjang adalah portal memanjang yang merupakan gabungan dari kolom gebel dengan memiliki gird horisontal seperti yang terlihat dalam gambar A-3.

Belakang

Depan

5.00 m 5.00 m 10.00 m

10.00 m

10.00 m

10.00 m

10.00 m

Gambar A-3. Idealisasi Struktur Dinding Memanjang (Portal Memanjang)

Untuk keseluruhan bangunan terdapat dua struktur memanjang, yang satu dinding memanjang kiri dan yang lain pada dinding memanjang kanan bangunan. Keseluruhan bentang portal memanjang ini adalah 50 meter, terdiri dari 5 modul yang masing-masing berbentang 10 meter. Semua gird horizontal dipasang saling berjarak 5 meter.





Struktur Dinding Melintang Jenis struktur untuk struktur pengaku dinding melintang adalah gird vertikal dan gird

5.02 m

horisontal seperti yang terlihat dalam gambar A-4.

PINTU PINTU

10.00 m

16° PINTU PINTU

5.00 m 5.00 m 5.00 m 5.00 m 5.00 m 5.00 m 5.00 m 5.00 m 5.00 m 5.00 m 5.00 m 5.00 m 5.00 m 5.00 m

Gambar A-4. Idealisasi Struktur Dinding melintang.

Gird vertikal dipasang dengan jarak 5 m dan gird horizontal berjarak 2.5 m, direncanakan dimensi pintu 5 m x 5 m agar kontainer pembawa suku cadang dapat masuk. Dimensi kontainer (dapat dilihat pada Lampiran 3).





2. Struktur Pengaku Atap Struktur sekunder yang digunakan pada atap adalah gording, sagrod dan ikatan angin seperti yang diperlihatkan gambar A-5 Rafter Gebel

Gording Bubungan

Bagian Belakang

5.00 m

5.00 m

Gording Tepi

2.40 m 2.40 m 2.40 m 2.40 m 2.40 m 2.40 m 2.40 m

2.40 m 2.40 m 2.40 m 2.40 m 2.40 m 2.40 m 2.40 m 2.40 m 2.40 m 2.40 m 2.40 m 2.40 m 2.40 m 2.40 m

2.40 m 2.40 m 2.40 m 2.40 m 2.40 m 2.40 m 2.40 m

Bagian Depan

Gambar Struktur Pengaku Gambar A-5.Idealisasi A-5.Idealisasi Struktur Pengaku Atap Atap.

0.71

m

m

m

Gording

5.02 m

2.50

2.50

16°

m 2.50

m 2.50

m 2.50

.50 m 2 0 5 . 2

m

2.40 m 2.40 m 2.40 m 2.40 m 2.40 m 2.40 m 2.40 m 0.68 m

Gambar A-6 : Proyeksi datar Jarak Gording Gording diletakkan di atas rafter gebel dua bentang dengan jarak antar gording 2.5 m dengan menggunakan penutup atap yang sama dengan dinding pengisi yaitu jenis plat bondek dengan ukuran 1 x 5.8 m dengan ketebalan 0.75 mm (dapat dilihat pada Lampiran 2) dan sagrod dipasang berjarak 5 m menghubungkan gording-gording yang bersebelahan. Ikatan angin dipasang menyilang seperti pada gambar A-5. Dipesan plat bondek dengan ukuran lebar 5.8 m karena sesuai dengan tinggi profil yang akan digunakan untuk gording, dan dibuat kelebihan dalam pemasangan sebesar 20 cm untuk bagian gording atas dan 20 cm untuk gording bagian bawah agar tidak terjadi kebocoran.





B. IDEALISASI STRUKTUR, METODA ANALISA STRUKTUR DAN KEBIJAKAN UMUM PEMBEBANAN. 2.1.Idealisasi Struktur Struktur bangunan hanggar perawatan pesawat terdiri atas dua jenis yaitu struktur Primer dan Sekunder. Berikut ini adalah penjelasan mengenai Idealisasi Struktur untuk Struktur Primer dan Sekunder Bangunan. 2.1.1.

Struktur Utama (Primer) Struktur primer yang dipilih untuk desain bangunan hanggar pesawat ini adalah Gebel dua

bentang dengan konsol. Struktur Gebel ini diidealisasikan sebagai struktur dengan perletakan jepit pada setiap kaki kolom dan perletakan jepit pada sambungan rafter - kolom. Idealisasi struktur gebel dapat dilihat pada gambar B-1.

Konsol

5.02 m

Rafter Gebel

10.00 m

16° Kolom

35.00 m

35.00 m

Gambar B -1. Idealisasi Struktur Utama

2.1.2.

Struktur Pendukung (Sekunder) Struktur pendukung terdiri dari struktur dinding memanjang (disebut juga portal memanjang),

struktur pengaku atap dan struktur dinding melintang.





2.1.2.1.Struktur Dinding Memanjang (Portal Memanjang)

Belakang

Depan

5.00 m 5.00 m 10.00 m

10.00 m

10.00 m

10.00 m

10.00 m

Gambar B - 2. Idealisasi Struktur Memanjang (Dilihat dari Samping Kanan Bangunan)

Gambar B-2 menunjukan idealisasi portal memanjang. Portal memanjang adalah struktur yang bidangnya berorientasi memanjang bangunan dan diideallisasikan sebagai portal yang diperkaku terhadap beban lateral dan berperletakkan jepit di kaki setiap kolom – kolomnya. Kolom portal ini adalah kolom portal gebel (struktur utama) sedangkan baloknya (komponen mendatar) adalah gird horizontal, serta komponen diagonalnya adalah ikatan angin (bracing). Kedua ujung komponen mendatar (gird horizontal) tersambung secara rigid ke kolom sementara kedua ujung komponen diagonal (ikatan angin) tersambung secara sendi (pin) ke kolom. Ini membuat komponen diagonal (ikatan angin) menjadi komponen aksial. Untuk keseluruhan bangunan terdapat 2 struktur memanjang, yang mana dua pengaku memanjang pada dinding memanjang kiri dan kanan bangunan. Keseluruhan bentang portal memanjang ini adalah 50 m, terdiri dari 5 modul yang masing – masing berbentang 10 m dengan jarak antar gebel 10 m, dan semua gird horizontal dipasang saling berjarak 5 m.





Ikatan Angin

5.00 m

Gird Vertikal

5.00 m

5.00 m

4.80 m

Gird Horisontal

5.00 m

Keterangan : Ikatan Angin Depan Ikatan Angin Belakang

Gambar B-3. Idealisasi Struktur Salah Modul Struktur Memanjang menunjukkan, Idealisasi Konektivitas Ikatan Angin pada Kolom – Kolom Gabel. Jarak antar kolom 10 m dan jarak antara kolom dan gird vertikal 5 m , jarak antar gird horisontal 5 m dan ikatan angin dipasang menyilang pada titik pertemuan antara ujung kolom dan gird horizontal dengan orientasi penampang seperti yang terlihat pada gambar B-3. Ikatan Angin

5.00 m

Gird Vertikal

Ikatan Angin

5.00 m

5.00 m

4.80 m

Gird Horisontal

5.00 m

Keterangan : Ikatan Angin Depan Ikatan Angin Belakang

Gambar B-3. Idealisasi Struktur Salah Modul Struktur Memanjang menunjukkan Idealisasi Konektivitas Gird Horizontal pada Kolom – Kolom Gabel





2.1.2.2.

Struktur Pengaku Atap Struktur pengaku atap adalah struktur yang bidangnya seorientasi dengan bidang atap dan

komponen – komponennya terdiri atas gording, sag-rod (penggantung gording) dan ikatan angin atap. Gambar B-4 menunjukkan idealisasi salah satu bentang trave struktur ini. Struktur ini diidealisasikan sebagai rangka batang pada bidang atap, yang berperletakkan sendi pada titik pertemuan rafter dengan ujung atas kolom – kolom gebel. Batang atas dan batang bawah rangka tersebut adalah rafter – rafter gabel bersebelahan, batang vertikal adalah gording, batang diagonal adalah ikatan angin (bracing) atap dan batang mendatar adalah sagrod. Gording pada bidang atap dipasang saling berjarak 2.5 m (2.4 m pada proyeksi datar) dan sagrod dipasang berjarak 5 m.

Rafter Gebel

Gording Bubungan

Sagrod

Ikatan Angin

Bagian Belakang

5.00 m

5.00 m

Gording Tepi

Arah tiupan angin depan 2.40 m 2.40 m 2.40 m 2.40 m 2.40 m 2.40 m 2.40 m

2.40 m 2.40 m 2.40 m 2.40 m 2.40 m 2.40 m 2.40 m 2.40 m 2.40 m 2.40 m 2.40 m 2.40 m 2.40 m 2.40 m

Bagian Depan 2.40 m 2.40 m 2.40 m 2.40 m 2.40 m 2.40 m 2.40 m

Gambar B-4.Idealisasi Satu Bentang Trave dari Struktur Ikatan Angin Bidang Atap (Tampak Atas)

Ikatan angin berperletakkan sendi (pin) pada batang atas dan batang bawah sehingga akan berkelakuan sebagai komponen aksial. Sama seperti pada portal memanjang, pada setiap sel struktur pengaku atap terdapat dua jenis ikatan angin, yaitu ikatan angin yang bekerja hanya ketika angin bertiup dari depan bangunan (disebut ikatan angin depan) dan ikatan angin bekerja ketika angin bertiup dari belakang bangunan (disebut ikatan angin belakang). Ikatan angin depan berorientasi sedemikian sehingga akan berkelakuan sebagai komponen aksial tarik ketika angin bertiup dari depan bangunan. Demikian juga ikatan angin belakang ketika angin bertiup dari belakang bangunan. Dengan demikian, ikatan angin, baik depan atau pun belakang, akan selalu berkelakuan sebagai komponen aksial tarik. Ketika angin bertiup dari depan bangunan, ikatan angin depan yang bekerja, sedangkan ketika angin bertiup dari belakang bangunan, ikatan angin belakang yang bekerja. Gambar B-4 menerangkan tentang hal ini. Pada pembebanan terhadap sumbu y penampangnya, gording diidealisasikan sebagai balok pada tiga perletakan, yaitu dua perletakkan sendi pada rafter, dan satu perletakkan kabel pada sagrod, sedangkan untuk pembebanan terhadap sumbu x penampangnya, gording diidealisasikan sebagai





balok bertumpu pada dua perletakkan sendi di kedua ujungnya. Gambar B-5(a) menunjukkan idealisasi gording untuk pembebanan terhadap sumbu y penampang dan Gambar B-5(b) menunjukkan idealisasi gording pada pembebanan terhadap sumbu x penampang. Sagrod Sebagai Perletakan Kabel 2.50 m

(c) Sagrod 5.00 m

5.00 m

(a) Gording dalam pembebanan terhadap sumbu y penampang

10.00 m (b) Gording dalam pembebanan terhadap sumbu x penampang

Gambar B-5. Idealisasi Struktur Gording dan Sagrod

Sagrod diidealisasikan sebagai komponen aksial tarik. Sambungan sagrod dengan gording di kedua ujungnya diidealisasikan sebagai perletakkan sendi. Dengan demikian, sagrod diidealisasikan sebagai komponen aksial dengan perletakkan sendi di kedua ujungnya. Gambar B-5(c) menunjukkan idealisasi struktur untuk sagrod.

Struktur Dinding Melintang 5.02 m

2.1.2.3.

PINTU PINTU

5.00 m 5.00 m 5.00 m 5.00 m 5.00 m 5.00 m 5.00 m 5.00 m 5.00 m 5.00 m 5.00 m 5.00 m 5.00 m 5.00 m

Gambar B-6. Idealisasi Struktur Pendukung pada Dinding Melintang

10.00 m

16° PINTU PINTU





0.72 m

4.30 m

5.00 m

5.00 m

5.00 m Gambar B-7. Salah Satu Modul dari Struktur Dinding Melintang, menunjuan Idealisasi Perletakkan dan Ketersambungan (Konektivitas) Gird –Gird

Struktur pendukung pada dinding melintang ditunjukkan Gambar B-6. Struktur ini adalah struktur portal yang terdiri atas gird horizontal dan gird vertikal. Komponen perimetral struktur ini adalah rafter dan kolom gebel. Idealisasi perletakkan dan konektivitas gird – gird pada struktur sekunder dinding melintang ini ditunjukkan Gambar B-7. Gird horizontal berperletakkan sendi di kedua ujungnya yang bersambung ke gird vertikal. Gird vertikal berperletakan sendi di kedua ujungnya yang bersambung ke rafter (ujung atas) dan gird horizontal (ujung bawah).

2.2 Metoda Analisa Struktur Analisa struktur untuk memperoleh gaya-gaya dalam dilakukan dengan menggunakan SAP 2000 versi 14 untuk perhitungan yang rumit sedangkan untuk perhitungan yang sederhana dilakukan dengan menggunakan perhitungan manual. 2.3 Kebijakan Umum Pembebanan Pembebanan yang dipikul struktur dan yang akan ditinjau dalam desain ini terdiri dari Beban Mati (D), Beban Hidup akibat perawatan gedung (La), Beban Hujan (H) dan Beban Angin (W). Beban – beban lain yang juga dianjurkan untuk diperhatikan oleh SNI 03 – 1729 – 2002 butir 6.2.2 seperti beban gempa (E) dan beban hidup oleh penggunaan gedung atau beban-beban khusus (L) tidaklah ditinjau.





Beban gempa tidak ditinjau karena struktur bukanlah struktur tinggi. Karena bukan struktur tinggi, beban yang timbul pergerakan tanah (gempa) tidak signifikan sehingga dapatlah diabaikan. Beban penggunaan gedung tidak ditinjau sebab penghunian/penggunaan gedung tidak membebani komponen – komponen struktur dan juga pemilik bangunan/pemberi tugas telah menginformasikan bahwa penggunaan gedung tidak menimbulkan beban – beban khusus. (Lihat point 4 pada Lembaran Penugasan). Berikut ini adalah penjelasan umum bagaimana setiap beban ditinjau dalam desain ini dan membebani komponen – komponen struktur. 

Beban Mati (D) Beban mati adalah semua beban yang berasal dari bangunan dan/atau unsur bangunan, termasuk segala unsur tambahan tetap yang merupakan satu kesatuan dengannya. Contoh unsur tambahan yang dimaksud adalah beban penutup atap yaitu plat bondek yang membebani gording sebagai beban terbagi merata areal kemudian membebani gording sebagai beban terbagi merata linear sehingga ditransfer pada sagrod sebagai beban aksial dan juga beban plat yang membebani gird horizontal sebagai beban terbagi merata linear dan ditransfer pada gird vertical sebagai beban aksial. Untuk beban mati akibat berat plat penutup atap yaitu bondek diperoleh dengan berat sebesar 6.95 kg/m2 untuk plat bondek dengan ketebalan 0.75 mm ( dapat dilihat pada Lampiran 2).



Beban Hidup (La) Beban hidup adalah semua beban tidak tetap dalam hal ini beban yang ditimbulkan oleh orang yang berada di atap baik itu petugas pemadam kebakaran dan peralatannya maupun petugas perbaikan dan perawatan atap. Beban ini dianggap sebagai beban terpusat membebani gording. Untuk beban hidup dapat dilihat pada lampiran Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983 hal 13 (beban hidup pada atap bangunan) pasal 3.2 ayat 1 dimana diperoleh beban hidup akibat orang yang berada di atap baik itu petugas pemadam kebakaran dan peralatannya maupun petugas perbaikan dan perawatan atap sebesar minimum 100 kg dengan momen lentur yang di hasilkan dapat dilihat pada perhitungan dibawah ini :





-

Menurut Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983 berat seorang pekerja = 100 kg = 1000 N

-

Beban berkerja terpusat dan gording berpeletakan sendi

100 kg



10.00 m Beban Hujan (H) Beban Hujan adalah beban akibat berat genangan dan aliran air hujan pada penutup sebagai beban merata areal selama turun hujan lebat ke atas bangunan. Kemudian beban ditransfer ke gording sebagai beban merata linear yang kemudian di transfer pada sagrod sebagai beban aksial dan sebagai beban terpusat yang diterima rafter. Berikut perhitungan momen lentur beban hujan: -

Dimana dapat dihitung dengan rumus Peraturan Pembebanan Indoensia Untuk Gedung 1983 pasal 3.2 ayat 2.a yaitu : (40-0.8)kg/m2 jadi diperoleh (40-0.8.16) = 27,2 kg/m2 = 272 N/m2 karena hasil yang diperoleh lebih besar dari 20 kg/m2 maka untuk beban hujan digunakan sesuai dengan anjuran Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983 tidak boleh lebih dari 20 kg/m2 = 200 N/m2

-

Untuk beban hujan berkerja sebagai beban merata area. 200 N/m2 x 2.40 m = 480 N/m

-

Momen lentur

480 N/m

10.00 m Untuk beban hidup dan beban hujan hanya akan ditinjau salah satu saja. Dengan anggapan bahwa apabila hujan maka tidak ada pekerja yang naik pada atap atau dalam artian beban hidup atau pun beban hujan hanyalah beban sewaktu-waktu yang jarang sekali kemungkinan kedua beban ini kerja bersamaan sehingga akan diambil beban mana antara keduanya yang lebih besar untuk dilakukan analisa. Dilihat dari hasil momen lentur dari perhitungan diatas di peroleh yang terbesar atau maksimum adalah 6000 Nm maka beban hidup yang akan digunakan adalah beban hujan sebesar 480 N/m







Beban Angin (W) Beban angin adalah semua beban yang bekerja pada gedung atau bagian gedung yang disebabkan oleh selisih dalam tekanan udara. Beban ini terdiri dari tekanan angin positif (tiup) dan tekanan angin negatif (isapan). Beban angin diidealisasikan sebagai beban terbagi merata areal dan berorientasi tegak lurus bidang. Untuk beban angin dapat dilihat pada Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung 1983 pada pasal 4.2 ayat 2,berdasarkan peraturan tersebut beban angin ditentukan sesuai dengan jarak lokasi pembangunan hanggar. Untuk lokasi Lanudal El-tari berjarak 3.81 km ( dapat dilihat pada Lampiran 4 ) dari pantai tidak lebih dari 5 km sesuai dengan syarat maka beban angin yang digunakan untuk pembebanan struktur hanggar adalah 40 kg/m2. Pada bagian akhir perhitungan pembebanan dikombinasikan sesuai dengan komponen

struktur atau jenis beban pada komponen struktur tersebut menurut SNI 03 – 1729 – 2002 tentang perencanaan struktur bangunan baja yang dibahas dalam pasal 6.2.2.

Format T-1 TUGAS Struktur Baja-2 Semester Genap 2013-2014

Kelompok : III (Tiga)

Jurusan Teknik Sipil, Fakultas Sains dan Teknik, Universitas Nusa Cendana, KUPANG

Halaman:

dari

halaman

C. DESAIN GORDING 3.1 Data yang relevan untuk desain gording adalah:

1) Jarak gording pada bidang atap 2.5 m dan pada proyeksi bidang datar 2.40 m; 2) Jarak sagrod 2.5 m; 3) Jarak maksimum antar gabel 10.00 m; 4) Berat spesifik penutup atap plat bondek dengan dimensi (1000 x 5800 x 0.75) mm. Berat jenis atap berdasarkan Lampiran 2 adalah : 6.95 kg/m2 = 69.5 N/m2 5) Panjang tumpang tindih (overlap) plat bondek 80 mm; 6) Jarak gording nok (bubungan) 680 mm = 0.68 m 7) Sudut kemiringan atap 16°.

3.2 Profil Usulan 1

Profil usulan pertama adalah Channel 300 x 90 x 12 x 16 mm. Tabel C-1 dan Lampiran 5 menampilkan data dimensional penampang profil ini.

t2

H

t1

B Tabel C-1. Data Dimensional Penampang Profil Usulan 1 Channel 300 x 90 x 12x 16 mm (40.2 kg/m’) B

H

t1

(mm) (mm) (mm) 90

300

12

t2

A

Cx 2

Cy

(mm)

(mm )

(mm)

(mm)

16

6190

-

22.5

Kekuatan Material : fy = 400 MPa Ix

Iy 4

(mm )

ix 4

(mm )

78.7x106 39.1x105

iy

(mm) (mm) 113

25.1

Sx

Sy 3

(mm )

(mm3)

525000 57900




Halaman:

dari

halaman

3.3 Pembebanan 3.3.1

Beban Mati (D)

a. Berat penutup atap = 402 N/m’

b. Berat gording Jumlah ( 180.75

= 582.75 N/m’

402)

c. Berat alat penyambung

10% (582.75)

Jumlah beban mati D

= 58.28 N/m’ = 641.03 N/m’

Jadi beban mati yang bekerja pada gording adalah sebesar 641.03 N/m.

3.3.2

Beban Hidup oleh Perawatan Gedung (La) dan Beban Hujan (H)

1) Berat seorang pekerja atau petugas pemadam kebakaran (PPIUG 1983 butir 3.2.2b) : 100 kg = 1000 N 2) Berat genangan air hujan di atap menurut [PPIUG 1983 Pasal 3.2.2a] adalah : 40 – 0.8 (16°) = 27.2 kg /m2 = 272 N/m2, pada proyeksi datar bidang atap. Beban ini ditransfer ke gording sebagai : 272 (2.40) = 652.8 N/m’ Beban terpusat akibat berat pekerja dianggap bekerja di tengah bentang gording. Momen lentur maksimum yang ditimbulkan adalah 1/4(1000)10 = 2500 Nm; sedangkan momen lentur maksimum yang ditimbulkan berat genangan air hujan adalah 1/8(652.8)102 = 8160 Nm. Momen lentur akibat berat genangan air hujan lebih besar daripada momen lentur akibat berat pekerja, maka yang lebih berpengaruh adalah berat genangan air hujan. Beban berat pekerja, dengan demikian, tidak akan diperhitungkan dalam pembebanan gording, sehingga: Jumlah beban hidup (H) = 652.8 N/m’. Selanjutnya, karena merupakan beban gravitasional, orientasi dan arah kedua beban (D dan H) sama yaitu vertikal ke bawah. Orientasi dan arah kedua beban ini ditunjukkan panah warna biru (D; H) pada Gambar C-1. Untuk kepentingan desain, beban ini digantikan dengan komponen – komponen ortogonalnya. Komponen pada orientasi sumbu x ditunjukkan panah merah (D; H)x dan komponen pada orientasi sumbu y ditunjukkan panah hijau (D; H)y dalam gambar yang sama.




Halaman:

sumb )y (D;H

dari

halaman

uy Gording

ux

sumb 16°

(D;H)

)y (D;H Gambar C-1. Orientasi Beban - Beban pada Gording terhadap Orientasi Sumbu – Sumbu Penampangnya Beban (D; H) adalah (641.03 ; 652.8) N/m’, maka: 1. (D ; H)x = (641.03 cos 16 ; 652.8 cos 16) = (616.19 ; 627.51) N/m’ dan 2. (D ; H)y = (641.03 sin 16 ; 652.8 sin 16) = (176.69 ; 179.94) N/m’ 3.3.3

Beban Angin (W)

- 0.4

-0.4 0.02a 16°

Gambar C-2. Ilustrasi Pembebanan Angin pada Bidang Atap

3.3.3.1 Akibat Tiupan pada Bidang Atap

Beban yang ditimbulkan tiupan angin dari kiri bangunan ditunjukan dalam Gambar C-2. Karena bidang atap gabel simetris, beban akibat tiupan angin dari kanan bangunan sama dengan yang diakibatkan tiupan dari kiri bangunan dan tidak perlu ditinjau. Pada bidang atap di pihak angin terjadi tekanan positif akibat tiupan angin dari kiri, dan pada bidang atap di belakang angin terjadi tekanan hisap. Pada kasus ini, tekanan angin hisap menimbulkan beban pada gording yang berlawanan arah terhadap arah beban (D;H)x sehingga mengurangi besar resultan beban pada pembebanan terhadap orientasi sumbu x penampang gording. Maka tekanan angin hisap (negatif) tidak perlu diperhitungkan. Beban angin akibat tekanan angin positiflah yang akan diperhitungkan. Bangunan akan dibangun di




Halaman:

dari

halaman

Lanudal EL-Tari - Kupang yang berjarak kurang dari pada 5 km dari pantai maka tekanan angin adalah 40 kg/m2 (400 N/m2); [PPIUG 1983 butir 4.2.(2)] dan karena atap segi tiga majemuk dengan α < 65o dan merupakan gedung tertutup sehingga koefisien tekanan angin positif adalah (0.2α – 0.4); [PPIUG 1983 butir 4.3.(1)a]. Berdasarkan itu: 1. Beban angin pada gording di pihak angin: (0.2(16) – 0.4)400(2.5) Jumlah beban angin (W)

= 2800 N/m’ = 2800 N/m’

Beban lentur rencana terhadap sumbu x penampang gording (Qx) ditentukan berdasarkan kombinasi pembebanan menurut persamaan (6.2-1) s/d (6.2-6) SNI-2002; 1. Persamaan (6.2-1): 1.4Dx 1.4 Dx = 1.4(616.19) = 862.67 N 2. Persamaan (6.2-2): 1.2D + 1.6L + 0.5(La atau H) Kombinasi ini tidak dilibatkan sebab tidak terdapat beban L. 3. Persamaan (6.2-3): 1.2D + 1.6(La atau H) + (γL atau 0.8W) a. Di pihak angin 1.2Dx +1.6Hx + 0.8W = 1.2(616.19) +1.6(627.51) + 0.8(2800) = 3983.45 N/m’. 4. Persamaan (6.2-4): 1.2D + 1.3W + γLL + 0.5(La atau H) Kombinasi ini tidak dilibatkan sebab tidak terdapat pembebanan L. 5. Persamaan (6.2-5): 1.2D + 1.0E + γLL Kombinasi ini tidak diperhatikan karena beban E (beban gempa) tidak ditinjau 6. Persamaan (6.2-6): 0.9D + (1.03W atau 1.0E) Kombinasi ini tidak diperhatikan karena pembebanan bolak-balik W telah dilibatkan dalam perhitungan tekanan tiup angin.




Halaman:

dari

halaman

3.3.3.2 Akibat Tiupan Angin pada Dinding Belakang Gird No. 3

Gird No. 4

Gird No. 2

Gird No. 5

Gird No. 1

Gird No. 6 5.02 m 16° Kolom

15.02 m

Kolom

13.58 m

5.00 m

5.00 m

5.00 m

5.00 m

5.00 m

5.00 m

5.00 m

5.00 m

5.00 m

5.00 m

35.00 m

Gambar C-3. Struktur Dinding Melintang (Belakang) Bangunan Menunjukkan Daerah Tributaris Pembebanan Angin pada Gird Vertikal. Berdasarkan kombinasi – kombinasi tersebut, maka beban lentur rencana terhadap sumbu x penampang gording (Qx) adalah: Max (862.67 ; 3983.45) = 3983.45 N/m’. Dengan cara yang sama, beban lentur rencana terhadap sumbu y penampang gording (Q y) adalah : 1.2Dy +1.6Hy = 1.2(176.69) + 1.6(179.94) = 499.93 N/m’; [SNI-2002 pers. (6.2-3)]. Tiupan angin dari depan bangunan menimbulkan tekanan positif pada dinding depan dan tekanan hisap pada dinding belakang, begitu pula sebaliknya. Tekanan angin positif menimbulkan beban aksial tekan pada gording sedangkan tekanan angin negatif menimbulkan beban aksial tarik. Karena gording lebih rawan terhadap beban aksial tekan, maka dalam mendesain gording hanya tekanan angin positiflah yang ditinjau. Daerah tributaris yang maksimum dari tekanan angin positif adalah daerah tributaris bagi gird vertikal no 3. Daerah tributaris ini ditunjukan sebagai daerah berarsir dalam Gambar C-3. Gird no 3 selanjutnya mentransfer beban angin kepada gording (di ujung atas), dan kepada fondasi (di ujung bawah) sebagai beban terpusat. Terhadap gording, beban ini adalah beban aksial tekan. Berdasarkan itu, besar beban aksial tekan (N) pada gording dapat dihitung sebagai:

1 1 ( 13.58  15.02) x 5.00 x 40 x 0.9 ( )  1287.00kg  12870 N 2 2




Halaman:

dari

halaman

3.4 Analisa Struktur

Berdasarkan hitungan pembebanan di atas maka beban aksial rencana (Nu) pada gording adalah: γD N = 1.6(12870) = 20592 N ; [SNI-2002 pers. (6.2-3)]; beban lentur rencana oleh pembebanan terhadap sumbu x gording (Mux) adalah: [

][

]

beban geser rencana oleh pembebanan terhadap sumbu x gording (Vux) adalah: [

][

]

Beban lentur rencana oleh pembebanan pada sumbu-y penampang gording (Muy) dan beban geser rencana oleh pembebanan terhadap sumbu yang sama (Vuy) diperoleh dengan menganalisa gording sebagai balok struktur statis tak-tentu yang idealisasinya ditunjukkan dalam Lampiran 6 Laporan hasil analisa struktur memberikan : Muy

= 1.54 x 106 Nmm [Lampiran 6]

Vuy

= 940.64 N [Lampiran 6]

Selain itu hasil kedua analisa struktur juga memberikan besar dari gaya – gaya berikut ini: 1. Reaksi perletakkan akibat Qx pada gording yang ditransfer ke rafter (Vux) adalah: [

][

]

2. Reaksi perletakan akibat Qy pada gording yang ditransfer ke rafter (Vuy) adalah: 1559.01 N; [Lampiran 6]. 3. Reaksi perletakkan akibat Qy pada gording yang ditransfer ke sagrod (Vy-sr) adalah 3118.01 N; [Lampiran 6]. Maka beban rencana untuk desain gording adalah: Nu

= 20592 N ;

Mux

= 49.79 x 106 Nmm; dan

Muy

= 1.54 x 106 Nmm

Vu

 (Vux  Vuy )  (19917.26 ) 2  (1559.01 ) 2  19978.18 N 2

2

3.5 Analisa terhadap Limit-State

Pemeriksaan atas hasil analisa struktur menyatakan bahwa gording adalah komponen terkombinasi aksial-lentur-geser maka usulan profil untuk gording akan dianalisa terhadap persamaan interaksi aksial-momen, persamaan kombinasi geser-lentur. Selain itu, lendutan juga adalah limit-state dalam desain ini maka profil usulan akan juga dianalisa terhadap limit-state lendutan.




Halaman:

3.5.1

Terhadap Persamaan Interaksi Aksial - Momen:

Untuk

Nu  0 .2 N n

N u 8  M ux M uy     1 .0 ; N n 9  M nx M ny 

[ SNI 03 – 1729 – 2002 butir 11.3 ] Untuk

Nu  0 .2 N n

N u  M ux M uy     1.0 ; 2N n  M nx M ny 

1. Analisa untuk Memperoleh Beban – Beban Rencana Nu, Mux dan Muy Analisa ini telah dilakukan dalam bagian 3.4, yang memberikan: Nu Mux

= 20592 N ; = 49.79 x 106 Nmm; dan

Muy

= 1.54 x 106 Nmm

2. Analisa untuk Memperoleh Tahanan – Tahanan Rencana Nn, Mnx, Mny Ø = 0.85 ; [ SNI - 2002; butir 11.3] Nn = Ag

; [SNI – 2002; butir 7.6.2]

ω ; [bergantung pada factor tekuk λc ] λc = max(λex; λex) √

[

[

]

Lkx = 1(10000) = 10000 mm rx = ix 113 mm (Tabel C-1) √

√

[

[

]

dari

halaman




Halaman:

dari

halaman

1 x (1000)  500 mm ;[Lebar plat bondek 1000 mm. Jika diasumsikan 2 angker penutup dipasang setiap setengah lebar plat bondek,maka Lky adalah 500 mm] = 1(500) = 500 mm

Ly =

Lky

ry = iy = 25.1 mm (Tabel C-1) √ λc

= max (1.26 ; 0.28) = 1.26

λc = 1.26  1.2 maka :

 1.25 c 2 ; [ SNI 2002 Butir 7.6.2] = A = Ag = 6190 mm2 (Tabel C-1) Nn= 6190 x (400/1.99)= 1244221 N [

] (

) [ [

] = 525000 mm3

Sx Myx

]

= 400 (525000)

= 2.10 x 108 Nmm

Mbckl-x bergantung kepada kekompakan dan kelangsingan penampang, yang dapat diketahui dengan membandingkan factor-faktor kelangsingan (λx, λp dan λy ); [SNI-2002 butir 8.2]. λ = max (λx; λy) λx = Lx / ix

= (10000/113) = 88.49

λy = Ly / iy

= (500/25.1)

= 19.92

λ = max (88.49 ; 19.92) = 88.49 √ ; [SNI-2002: pers. (8.4-4.a), karena factor kelangsingan untuk komponen struktur ini dihitung berdasarkan panjang bentang, seperti yang telah dilakukan di atas] √




Halaman:

dari

halaman

√ ; [SNI-2002: pers. (8.4-4.b), karena faktor kelangsingan untuk komponen struktur ini dihitung berdasarkan panjang bentang, seperti yang telah dilakukan di atas] √ λp< λ < λr = 39.35< 88.49 < 98.39 Maka : Penampang adalah penampang tak kompak dan Mbckl-x dihitung menurut persamaan : (

Mbckl-x =

)(

);[SNI-2002: butir 8.2.4)

Mp = Min (fyZx ; 1.5 Myx); [SNI-2002: butir 8.2.1.b] fyZx

= (400)(Zx)

Zx

= 1.18Sx = (1.18) (525000) = 619500 mm3

fyZx

= (400) (619500) = 2.48 x 108 Nmm

1.5Myx = (1.5) (2.10 x 108) = 3.15 x 108 Nmm Mp = Min ( 2.48 x 108 ; 3.15 x 108 ) = 2.48 x 108 Nmm Mr = Sx (fy - fr) ; [SNI-2002: butir 8.2.1c] fr bergantung pada metoda manufaktur profil baja [ SNI-2002 : Tabel 7.5-1]. Karena profil light channel maka umumnya dimanufaktor dengan cara hot rolled, maka ; fr = 70 MPa Mr = 525000 (400-70) = 1.73 x 108 Nmm Mbckl-x =

(

) = 1.86 x108 Nmm

Mltb-x bergantung pada apakah bentang komponen tergolong pendek, menengah atau panjang, yang dapat diketahui dari membandingkan L, Lp dan Lr satu terhadap yang lain; [SNI-2002;butir 8.3]. SNI-2002 tidak memberi ketentuan untuk menghitung Lp dan Lr untuk profil kanal (channel) tunggal. Karena channel tunggal akan lebih condong berlaku sebagai profil kotak berongga, Lp dan Lr untuk gording yang adalah light channel tunggal akan dihitung menurut butir 8.3 SNI-2002, dengan menganggapnya sebagai profil kotak pejal atau berongga Lx = 10000 mm Ly = 500 mm




Halaman:

√

ry

J

= iy

[

dari

halaman

]

= 25.1 mm (Tabel C-1)

= 1/3 (2 x 90(16)3 + 300(12)3)

J = 418560 mm4 A = 6190 mm2 Mp = min (fy Zx ; 1.5 Myx) fy . Zx = fy (1.18 Sx) = 400 (1.18 (525000)) = 2.48 x108 Nmm 1.5Myx = 1.5 (fy Sx) = 1.5 (400) ( 525000) = 3.15 x108 Nmm Mp = Min (2.48 x108; 3.15 x108) = 2.48 x108 Nmm Mr = Sx (fy - fr) Mr = 525000 (400-70) = 1.73 x 108 Nmm √ Lp = 0.13 (200000) 25.1 ((418560 x 6190) 0,5/(2.48 x108)) = 134.05 mm √ Lr =2 (200000) 25.1 ((418560 x 6190) 0,5 /(1.73 x 108)) = 2949.75 mm ... 2949.75 ≤ 10000 → Lr ≤ L Bentang komponen tergolong bentang panjang, maka Mltb dihitung menurut: Mcr ≤ Mp ; [SNI-2002 : pers 8.3-2.c] (

√

) ; [SNI-2002 : butir 8.3.5, tabel 8.3-1]

L = Ly = 500 mm ; [ bentang untuk perhitungan Mcr diambil sama dengan Ly sebab bentang pada sumbu minor y-lah yang berpengaruh pada tekuk puntir lateral]

Mmaks = Mux = 49.79 x 106 Nmm MA

=

Vux x (2.5) – (Qx x (2.52/2))

MA

=

(19917.26 x 2.5) – ( 3983.45 (2.52/2)) = 37.3 x 106 Nmm

MB

= Mux = 49.79 x 106 Nmm

MC

= MA = 37.3 x106 Nmm




Halaman:

Mcr

= 2 x 1.14 x 200000 x ((418560 x 6190) 0,5/(500/25.1))

Mcr

= 1.16 x 109 Nmm

dari

halaman

Mcr ≥ Mp = 1.16 x 109 Nmm ≥ 2.48 x108 Nmm Mltb-x = Mp = 2.48 x108 Nmm Mnx = min (Myx ; Mbckl-x;Mltb-x) ; [SNI-2002; pers.(8.1-1) Mnx = min (2.10 x 108 ; 1.86 x 108 ; 2.48 x 108) = 1.86 x 108 Nmm

Mny = min (Myy ; Mbckl-y ; Mltb-y) ; [SNI-2002 pers 8.1-1] Myy

= fy S y Sy = 57900 mm3 ; [Tabel C-1]

Myy Mbckl-y

= 400 (57900) = 2.32 x 107 Nmm

bergantung kepada kekompakan dan kelangsingan penampang, yang dapat diketahui dengan membandingkan faktor-faktor kelangsingan (λ, λp dan λy) satu terhadap yang yang lain. [SNI-2002. Butir 8.2]

λx

= Lx / ix

= (10000/113) = 88.50

λy

= Ly / iy

= (500/25.1) = 19.92

λ

= max (88.50; 19.92)

= 88.50

√ ; [SNI – 2002 pers. (8.4-4.a), karena faktor kelangsingan untuk komponen struktur ini dihitung berdasarkan panjang bentang sama seperti yang dilakukan diatas.] λp

= 1.76 x (200000/400)0.5 = 39.35 √

; [SNI – 2002 pers. (8.4-4.b), karena faktor kelangsingan untuk komponen struktur ini dihitung berdasarkan panjang bentang sama seperti yang dilakukan diatas.]

λr

= 4.40 x (200000/400)0.5 = 98.39

λp< λ < λr = 39.35< 88.49 < 98.39 Maka : Penampang adalah penampang tak kompak dan Mbckl-x dihitung menurut persamaan :




Halaman:

(

Mbckl-y =

)(

dari

halaman

);[SNI-2002: butir 8.2.4)

Mp = Min (fyZy ; 1.5 Myy); [SNI-2002: butir 8.2.1.b] fyZy

= (400)(Zy)

Zy

= 1.18Sy = (1.18) (57900) = 68322 mm3

fyZy

= (400) (68322) = 2.73 x 107 Nmm

1.5Myy = (1.5) (2.32 x 107) = 3.47 x 107 Nmm Mp = Min (2.73 x 107; 3.47 x 107) = 2.73 x 107 Nmm Mr

= Sy (fy - fr) ; [SNI-2002: butir 8.2.1c] fr bergantung pada metoda manufaktur profil baja [ SNI-2002 : Tabel 7.5-1]. Karena profil channel maka umumnya dimanufaktor dengan cara hot rolled, maka ; = 57900 (400 – 70) = 1.91 x 107 Nmm

Mr

(

Mbckl-y =

Mltb-y

) = 2.05 x107 Nmm

bergantung pada apakah bentang komponen tergolong pendek, menengah atau bentang panjang, yang dapat diketahui dengan membandingkan L, Lp dan Lr satu dengan yang lain. [SNI – 2002: butir 8.3]. SNI 2002 tidak memberikan ketentuan untuk menghitung Lp dan Lr untuk profil kanal ( channel) tunggal. karena channel tunggal akan lebih condong berlaku sebagai profil kotak berongga. Lp dan Lr untuk gording adalah channel tunggal akan dihitung menurut butir 8.3 SNI-2002 dengan menganggapnya sebagai profil kotak pejal atau berongga.

rx

= ix

= 113 mm (Tabel C-1) ); konstanta puntir untuk penampang C

J = 1/3 (2 x 90(16)3 + 300(12)3) J = 418560 mm4 A = 6190 mm2 Mp = min (fy Zy ; 1.5 Myy) fy . Zy = fy (1.18 Sy) = 400 (1.18 (57900)) = 2.73 x107 Nmm 1.5Myy = 1.5 (fy Sy) = 1.5 (400)( 57900) = 3.47 x107 Nmm Mp = Min (2.73 x107; 3.47 x107) = 2.73 x107 Nmm




Halaman:

Mr Mr

dari

= Sy (fy - fr) ; [SNI-2002: butir 8.2.1c] = 57900 (400 – 70) = 1.91 x 107 Nmm √

Lp = 0.13 (200000) 113 ((418560 x 6190) 0.5 /( 2.73 x107 )) = 5472.12 mm √ Lr = 2 (200000) 113 ((418560 x 6190) 0.5/( 1.91 x 107 )) = 120412.10 mm ... 500 < 5472.12 → L < Lp Bentang komponen tergolong pendek maka Mltb-y dihitung menurut persamaan : Mltb-y = Mp ;[SNI-2002: butir 8.3.3] = 2.73 x107 Nmm Mny = min ( 2.32 x 107 ; 2.05 x 107 ; 2.73 x107)

= 2.05 x 107 Nmm

3. Analisa untuk mencari tahu kepenuhan terhadap persamaan interaksi Aksial-momen Rasio

Nu adalah : N n

20592  0.02  0.2 0.85 (1244221)

Jadi

(

=

)

 49.79 x 10 6 1.54 x 10 6  20592   1.0    2(0.85 x 1244221)  0.9(1.86 x 10 8 ) 0.9 (2.04 x 10 7 ) 

 0.3072  1,0

Profil usulan 1 memenuhi persamaan interaksi aksial – momen dengan rasio kepenuhan



0.3072 x 100 %  30.72 % 1.00

3.5.2. Terhadap Persamaan Kombinasi Geser-Lentur

halaman




Halaman:

dari

1. Analisa untuk Memperoleh Beban Rencana: M uy M ux V   0.625 u 1.375 ; [SNI-2002 : butir 8.9.3] M nx M ny Vn

Analisa ini telah dilakukan dalam bagian 3.4, yang memberikan: Vu

=

19978.18 N

2. Analisa untuk Memperoleh Tahanan Rencana ФVn Ø = 0,9 ; [SNI-2002 : pers (8.8-1) dan Tabel 6.4-2) Vn ; bergantung pada perbandingan tinggi (h) terhadap tebal plat (tw) ; [SNI-2002: butir 8.8] h

=

H - 2t = 300 – 2(16) = 268 mm

tw

=

t = 16 mm

h / tw = 16.75 a

=

10000 mm

kn

=

5 + (5 / (a/h)2)

=

5 + (5 / (10000/26)2)

=

5

1.10

kn . E 5 (200000)  1.10  55.02 fy 400

1.37

kn . E 5 (200000)  1.37  68.52 fy 400

h / tw ≤ 55.02 16.75 ≤ 55.02 maka : Vn = 0,6fy Aw ; [SNI-2002 butir 8.8.3] Aw = (H – 2t) d Vn

= [200 – 2(16)](12) = 4288 mm2

= 0,6 x 400 x 4288

= 1.03 x 106 N

3. Analisa untuk Mencaritahu Keterpenuhan terhadap Persamaan Kombinasi Geser-Lentur Persaman kombinasi geser-lentur adalah : M uy M ux V   0.625 u 1.375 M nx M ny Vn

49.79 x 10 6 1.54 x 10 6 19978.18   0.625  0.4431 8 7 0.9 (1.86 x 10 ) 0.9 (2.04 x 10 ) 0.9 (1.03x 10 6 ) 0.4431 ≤ 1.375 Profil usulan 1 memenuhi persamaan interaksi aksial – momen dengan rasio kepenuhan

halaman




Halaman:



dari

halaman

0.4431 x 100 %  32.22 % 1.375

3.5.3. Terhadap Limit State Lendutan: δu <δn ; [SNI 03 – 1729 – 2002 butir 6.4.3] 1. Analisa untuk Memperoleh Lendutan Rencana Bentang untuk lendutan terhadap sumbu y (Ly) penampang gording adalah 500 mm, yaitu asumsi jarak kait pelat bondek pada arah memanjang gording. Lendutan gording terhadap sumbu y penampangnya dihitung dengan menggunakan Ly sebagai panjang bentang. 5  Dx  H x  W  Lx x  384  E Ix

4

   

(Dx + Hx + W) = (616.19 + 627.5 + 2800) = 4043 N/m’ = 4.0437 N/mm

5  4.0437 10000 4  x  384  200000 x 7.87 x 10 7 5  D y  H y  L y y  384  E Iy

   33.45 mm 

    (Dy + Hy) = (176.69 + 179.94) = 356.63 N/m’ 4

5  0.3566 500 4  y  384  200000 x 3.91x 10 6

= 0.3566 N/mm

   3.71x 10  4 mm  

   x 2   y 2  33.45 2  (3.71 x 10  4 ) 2  33.45 mm 2. Analisa untuk Memperoleh Lendutan Batas

n 

L Lmax ; [SNI-2002 Tabel 6.4-1] 240

n 

1 x 10000  41.67 240

3. Analisa untuk mencaritahu Keterpenuhan Limit State Lendutan Terhadap Limit State: δ < δn , ternyata 33.45 < 41.67 ... δu <δn (Terpenuhi) Rasio Keterpenuhan :

3.6. Hasil Desain




Halaman:

dari

halaman

Rasio maksimum keterpenuhan limit-state dari profil usulan-1 adalah: Max (30.72 % ; 32.22% ; 80.28 %) = 80.28 % yang lebih besar daripada batas bawah rasio optimum yaitu 60%. Profil usulan, dengan demikian, adalah profil optimal. Selain itu profil usulan-1 memenuhi semua limit-state yang ditinjau maka profil usulan adalah cukup kuat dan dapat dipakai. Profil usulan 1 : Channel 300 x 90 x 12 x 16 mm, dengan demikian, adalah profil optimal dan cukup kuat dan dapat dipakai untuk gording.


Kelompok : III (TIGA)


Halaman:

4.

dari

halaman

DESAIN PENGGANTUNG GORDING (SAGROD)

4.1 Data yang relevan untuk desain Sagrod adalah :

1) Jarak sagrod terhadap rafter adalah 5 m 2) Panjang sagrod adalah 2.5 m 3) Dikedua ujung dipasang watermur untuk pengencangan 4) Sudut kemiringan atap 16° Gambar 4-1 menunjukkan sketsa perspektif suatu sagrod.

0m 5 . 2

Gambar 4-1. Suatu Sagrod

4.2 Profil Usulan 1

Profil usulan pertama adalah Ø 6 mm. Data dimensional penampang profil ditunjukkan dalam Tabel 41. Tabel 4-1. Data Dimensional Penampang Profil Usulan 1 Ø 6 mm

Kekuatan Material : fy = 400 Mpa Ø

A

I 2

I 4

(mm)

(mm )

(mm )

(mm)

6

28.27

63.62

1.5




Halaman:

dari

halaman

4.3 Pembebanan

Pembebanan sagrod telah dihitung dalam bagian 3.4. Beban pada sagrod adalah reaksi Vy-sr yang ditransfer dari gording menjadi beban aksial tarik pada sagrod.


Beban pada sagrod adalah reaksi gording: Vy-sr, yang besarnya telah dihitung dalam analisa di bagian 3.4, yaitu: 1407.62 N 4.5 Analisa terhadap Limit State

Hasil analisa struktur di atas menyatakan bahwa Sagrod adalah komponen aksial tarik. Profil usulan, dengan demikian, akan dianalisa terhadap limit state kuat penampang, dan kelangsingan.

4.5.1

Terhadap Limit State Kuat Penampang:

Tu  Tn ; [SNI 03-1729-2002 pasal 10]

1. Analisa untuk Memperoleh Beban Rencana Tu Gambar 4-2 menunjukkan pembebanan pada sagrod yang menggantungi salah satu dari dua gording nok yaitu gording nok di pihak angin. Berdasarkan itu, beban rencana sagrod (Tu) dapat dihitung sebagai: Tu =

maks (Vy-sr ; (Vy-sr /cos 16°)

Tu =

maks (1407.62; (1407.62 /cos 16°) = maks (1407.62 ; 1464.35)

=

1464.35 N

Nok g n i d Gor ak angin h di Pi

16° Vy-sr / cos16

r

rafte

Gambar 4-2. Pembebanan Pada Sagrod yang Menggantungi Gording - Gording Nok




Halaman:

dari

halaman

2. Analisa untuk Memperoleh Keterpenuhan Tahanan Rencana ΦTn

 =0.9 ; [SNI-2002 butir 10.1] Tn =Agfy Ag = 28.27 mm2 ; [A pada Tabel 4.1] Tn

= 28.27 x 400

= 11308 N

ΦTn

= 0.9 x 11308

= 10177.2 N

3. Analisa untuk Mencaritahu Keterpenuhan Limit State Kuat Penampang 1464.35 < 10177.2 . . . Tu < ΦTn Profil usulan 1 memenuhi limit state kuat penampang, dengan rasio keterpenuhan: =

4.5.2

1464.35 x 10177.2

100% =

14,40 %

Terhadap Limit-State Kelangsingan: λu ≤ λn ; [SNI 03 – 1729 – 2002 butir 7.6.4]

Untuk komponen tarik dengan profil batang bundar, limit-state ini tidak perlu ditinjau [SNI-2002, butir 7.6.4].

4.6 Hasil Desain

Profil usulan: batang bundar Ø 6 mm memenuhi semua limit-state yang ditinjau sehingga cukup kuat untuk dipakai sebagai sagrod, tetapi rasio keterpenuhan limit-state profil usulan ini adalah 14,40% yang jauh di bawah rasio minimum untuk profil optimal yaitu 60%. Batang bundar Ø 6 mm, dengan demikian, tidak optimum dan seharusnya diusul ulang dengan profil yang berdimensi lebih kecil. Akan tetapi karena batang bundar berdiameter paling kecil yang tersedia di pasaran bahan bangunan di Kupang adalah Ø 6 mm maka profil usulan ini (Ø 6 mm) dipakai sebagai profil untuk sagrod.


Kelompok : (TIGA)


Halaman:

dari

halaman

E. DESAIN IKATAN ANGIN PADA ATAP

5.1 Data yang relevan untuk desain ikatan angin atap adalah :

1) Panjang ikatan angin : (17.5 2  10 2 ) = 20.15 m = 2015 mm

2) Ikatan angin atap adalah komponen aksial tarik. 3) Di kedua ujung dipasangkan jarum keras untuk penyetelan.

Bagian Belakang Bangunan 35.00 m

35.00 m 17.50 m

17.50 m

17.50 m

5.00 m 5.00 m

17.50 m

2.40 m

0.68 m

Arah tiupan angin depan Bagian Depan Bangunan

Keterangan : Gording Ikatan Angin Rafter Gebel Sagrod

Gambar E-1. Idealisasi Struktur Pengaku Atap

5.2 Profil Usulan 1

Profil usulan pertama adalah Ø 8 mm. Data dimensional penampang profil ditunjukkan dalam Tabel E1. Tabel E-1. Data Dimensional Penampang Profil Usulan 1 Ø 8 mm

Kekuatan Material : fy = 400 Mpa Ø

A

(mm)

(mm2)

8

50.26


Kelompok : (TIGA)


Halaman:

dari

halaman

5.3 Pembebanan Bagian Belakang Bangunan 35.00 m 17.50 m

17.50 m

17.50 m

5.00 m 5.00 m

17.50 m

35.00 m

2.40 m

Pkolom

P1

0.68 m

P2

P3

P4

P5

P6

P7

P8

P9

P10

P11

P12

P13 Pkolom

Bagian Depan Bangunan

Keterangan : Gording Ikatan Angin Rafter Gebel Sagrod

Gambar E-2. Idealisasi Pembebanan Struktur Pengaku Atap

Struktur pengaku atap diidealisasikan sebagai rangka batang dan telah ditunjukkan sebelumnya dalam Gambar B-4 dan di tampilkan lagi pada Gambar E-1 di atas. Idealisasi ini ditunjukkan ulang dalam Gambar E-2 di atas yang menunjukkan pembebanan akibat tiupan angin dari belakang bangunan. Beban – beban ini berupa beban – beban terpusat. Setiap beban ini dikerjakan oleh setiap gird vertikal pada dinding belakang dan kolom - kolom rafter, dan merupakan reaksi perletakkan akibat pembebanan angin pada dinding belakang bangunan. Besar salah satu beban ini (P3) ,yaitu yang dikerjakan gird vertikal No. 3 telah dihitung di bagian 3.3.3.2, dengan memperhatikan daerah tributaris beban angin ke gird vertikal pada dinding belakang bangunan (Gambar C-3) besarnya adalah 12870 N. Dengan cara yang sama, besar setiap beban seperti ini yang dikerjakan setiap gird verikal dan kolom rafter telah pula dihitung pada Lampiran 7 dan hasilnya ditampilkan dalam Tabel E-2. Berikut


Kelompok : (TIGA)


Halaman:

dari

halaman

Bagian Belakang Bangunan 0.68 m

10.00 m

Trave 1

Trave 2

10.00 m

Trave 3

10.00 m

Trave 4

10.00 m

Trave 5

10.00 m

2.40 m

17.50 m Keterangan : Gording

17.50 m

17.50 m

17.50 m

Bagian Depan Bangunan

Ikatan Angin Rafter Gebel Sagrod

Gambar E-3. Posisi Ikatan Angin Pada Trave 1 dan 5 yang direncanakan Karena struktur ini mempunyai 5 bentang trave seperti yang di tunjukkan dalam Gambar E-3, maka tiap beban yang bekerja dalam tabel di atas akan didistribusikan kepada 5 bentang trave ini, sehingga besarnya beban yang bekerja pada rafter dalam 1 bentang trave seperti pada Tabel E-3 berikut:


Kelompok : (TIGA)


Halaman:

dari

halaman

Tabel E-2 Besar beban (dalam Newton) pada Struktur pengaku Atap

Gaya Pkolom P1 P2 P3 P4 P5 P6 Pkolom P7 P8 P9 P10 P11 P12 Pkolom

Beban Transfer (N) 931.95 2057.40 2315.70 2574.00 2574.00 2315.70 2057.40 1863.90 2057.40 2315.70 2574.00 2574.00 2315.70 2057.40 931.95


Berdasarkan hasil analisa menggunakan program analisa struktur SAP2000 versi 14, akan di identifikasi ikatan angin mana yang akan memikul beban aksial tarik, sehingga hasil analisa awal ditunjukkan pada Lampiran 8, maka dapat diketahui bahwa frame/ikatan angin 37, frame/ikatan angin 38, frame/ikatan angin 41 dan frame/ikatan angin 42 memikul beban aksial tarik. Struktur ini lalu dianalisa lagi dengan meniadakan batang/ikatan angin yang memikul beban aksial tekan karena dianggap tidak berpengaruh dalam menahan beban angin dari belakang sehingga gaya aksial yang bekerja pada batang/ikatan angin yang memikul beban aksial tarik pada struktur pengaku atap adalah 11689.75 N (tarik) yang di tunjukkan pada Lampiran 9. Hasil analisa inilah yang akan digunakan dalam perencanaan ikatan angin pada struktur pengaku atap.

5.5 Analisa terhadap Limit State

Analisa struktur di atas menyatakan bahwa ikatan angin atap adalah komponen aksial tarik. Profil usulan, dengan demikian, akan dianalisa terhadap limit - state kuat penampang, dan kelangsingan. 5.5.1 Terhadap Limit State Kuat Penampang: Tu ≤ ΦTn ; [SNI 03 – 1729 – 2002 pasal 10] 1. Analisa untuk Memperoleh Beban Rencana Tu


Kelompok : (TIGA)


Halaman:

dari

halaman

Analisa untuk memperoleh beban rencana (Tu) telah dilakukan pada bagian 5.4 dan memberikan : Tu

= 11689.75 N

2. Analisa untuk Memperoleh Tahanan Rencana ФTn

 =0.9 ; [SNI-2002 butir 10.1] Tn =Agfy Ag = 50.26 mm2 Tn

= 50.26 x 400 = 20106.19 N

Φ Tn

= 0.9 x 20106.19 = 18095.57 N

3. Analisa untuk Mencaritahu Keterpenuhan Limite State Kuat Penampang 11689.75 < 18095.57... Tu < ΦTn Profil usulan 1 memenuhi limit state kuat penampang, dengan rasio keterpenuhan =

5.5.2

11689.75 X 18095.57

100% =

64.60 %



5.6 Hasil Desain

Profil usulan: batang bundar Ø 8 mm memenuhi semua limit-state yang ditinjau sehingga cukup kuat untuk dipakai sebagai ikatan angin/cross rod, dengan rasio keterpenuhan limit-state profil usulan ini adalah 64.60 % lebih dari rasio minimum untuk profil optimal yaitu 60%.




Halaman:

dari

halaman

F. DESAIN GIRD HORIZONTAL PADA STRUKTUR DINDING MELINTANG

0.72 m

4.30 m

5.00 m

5.00 m

5.00 m

5.00 m

5.00 m

5.00 m

5.00 m

5.00 m

5.00 m

Gambar F-1 : Struktur Melintang 6.1 Data yang relevan untuk desain gird horizontal pada struktur dinding melintang adalah :

1) Bentang gird 5 m = 5000 mm 2) Tebal pasangan dinding adalah ½ batu yang dianggap 15 cm atau 150 mm (termasuk tebal plester dan lapisan finishing) 3) Tinggi rata – rata pasangan tembok yang dipikul gird : 1 x (4.30 + 5.02) = 4.66 m = 4660 mm 2 4) Berat spesifik pasangan tembok : 1700 Kg/m3, [PPI 1983 Tabel 2.1], yang adalah sama dengan 1.7 x 10-5 N/mm3. 6.2 Profil Usulan 1

Profil usulan pertama adalah 14’ WF 14 x 6-3/4. Tabel F-1 dan Lampiran 10 menampilkan data dimensional penampang profil ini.




Halaman:

dari

halaman

Tabel F-1. Data Dimensional Penampang Profil Usulan 1 B (mm) 172

14’ WF 14 x 6-3/4 mm (56.55 kg/m') H t d r A (mm) (mm) (mm) (mm) (mm2) 359

13.03

7.95

10.9

7210

Ix (mm4) 1.60 x108

Kekuatan Material : fy = 400 Mpa Iy ix iy Sx Sy 4 3 (mm ) (mm) (mm) (mm ) (mm3) 1.02 x 8.95 x 1.20 x 149.1 37.8 107 105 105

6.3 Pembebanan dan Analisa Struktur

Karena terhadap sumbu x penampangnya, gird hanya dibebani beban mati dan terhadap sumbu-y penampangnya gird hanya dibebani beban angin, maka penghitungan besar pembebanan dengan beban mati langsung dilanjutkan dengan analisa struktur, demikian juga dengan penghitungan beban angin. Dari Gambar F-1, untuk bagian yang diarsir menunjukan daerah yang memikul beban angin dan beban mati yang paling besar. Dengan demikian gird horizontal pada daerah itu dapat mewakili girld horizontal yang lain.

6.3.1 Beban Mati (D)

1. Penghitungan Besar Pembebanan Gambar F-2 menunjukkan pembebanan dengan beban mati pada gird horizontal (GH) dan pengalihannya menjadi beban pada gird vertikal. Gird GH1, GH2, dan GH3 memikul beban mati (D) yang lebih besar dari pada yang dipikul GH4, maka gird GH1 mewakili keempat gird. Beban D bekerja terhadap sumbu mayor (sumbu x) penampang gird. Besarnya dapat dihitung sebagai berikut: Beban akibat berat pasangan tembok : 150 x (4660) x 1.7 x 10-5

=

11.88 N/mm

Beban akibat berat sendiri profil [Tabel F-1] :

=

0.57 N/mm

=

12.45 N/mm

56.55 Kg/m

Jumlah beban mati D

Beban lentur rencana terhadap sumbu x penampang gird (Qx) ditentukan berdasarkan kombinasi pembebanan menurut persamaan (6.2-1 s/d 6.2-6) SNI-2002 : 1. Persamaan (6.2-1): 1.4D 1.4D = 1.4 x (12.45) = 17.43 N/mm




Halaman:

2.60

0.72 m

dari

halaman

m

4.30 m

15.02 m 5.00 m

5.00 m

GH4

R1GH

R1GH

2 xR1GH

GH3

R1GH

R1GH

2 xR1GH

GH2

R1GH

R1GH

2 xR1GH

GH1

R1GH

R1GH

2 x R1GH

5.00 m (a)

5.00 m

5.00 m

(b)

(c)

(d)

Gambar F-2. Idelasisasi Struktur dan Pembebanan Mati pada Komponen Struktur Dinding Melintang

Terhadap sumbu x penampang, beban yang bekerja hanyalah beban D sehingga kombinasi yang lain (6.2-2 s/d 6.2-6 SNI-2002) tidak diperhatikan. Besar beban lentur rencana terhadap sumbu x gird horizontal (Qx), dengan demikian, adalah: 17.43 N/mm

2. Analisa Struktur untuk Memperoleh Beban Rencana Momen rencana (Mux) dapat dihitung sebagai: 1 8

QxL2

=

1 8

(17.43) x (5000)2

=

5.45 x 107

Nmm

=

4.36 x 104

N

Gaya geser rencana (Vux) dapat dihitung sebagai : 1 2

QxL

=

1 2

(17.43) x (5000)

Gaya geser ini membebani gird vertikal sebagai beban aksial R1GH pada titik sambung dengan gird horizontal (Gambar F-1(c)).




Halaman:

dari

halaman

6.3.2 Beban Angin 0.72 m

4.30 m

15.02 m 5.00 m

5.00 m

R2GH

R2GH

2x R2GH

R2GH

R2GH

2x R2GH

R2GH

R2GH

2x R2GH

R2GH

R2GH

2x R2GH

5.00 m

5.00 m

(a)

(b)

(c)

Gambar F-3 Pembebanan Angin Pada Struktur Dinding Melintang

1. Penghitungan Besar Pembebanan Gambar F-3 menunjukkan pembebanan dengan beban angin (W) pada gird horizontal di struktur dinding belakang bangunan, dan pengalihannya menjadi beban pada gird vertikal. Beban ini bekerja terhadap sumbu minor (sumbu y) penampang gird horizontal. Terpaan angin pada dinding belakang

mengakibatkan

beban

pada

daerah

tertentu

di

dinding,

yang

kemudian

menyumbangkannya ke gird – gird. Gambar F-3(a) menunjukkan daerah terpaan angin pada dinding melintang yang menyumbangkan beban, masing – masing ke gird GH1, GH2, GH3, dan GH4. Daerah – daerah seperti ini disebut tributaris. Tributaris ke GH4 terdiri atas satu segitiga dan satu trapesium, sedangkan tributaris ke GH1, GH2, GH3 terdiri atas dua trapesium. Observasi atas gambar tersebut menunjukkan bahwa tributaris ke gird GH1, GH2, GH3, lebih besar dari GH4, dengan demikian, mewakili keempat gird dalam penghitungan besar pembebanan. Gambar F-4(a) menunjukkan rinci daerah tributaris ke GH1.




Halaman:

daerah tributaris trapesium 1

dari

halaman

Wy

Qy

5.00 m

5.00 m

5.00 m

(b)

(c)

Wy trapesium 1 1.25 m 1.25 m

daerah tributaris trapesium 2

1.50 m

2.00 m

Wy trapesium 2

1.50 m

5.00 m (a)

(d)

Gambar F-4. Rinci Daerah Tributaris Beban Angin dan Konversinya Menjadi Beban Merata Ekivalen pada Gird Horizontal GH1 Beban gaya angin (Qw) yang diterima daerah – daerah tributaris adalah: 0,9 (40) = 36 kg/m2 = 360 N/m2 ; [PPIUG 1983 butir 4.2.(2) dan Tabel 4.3.(1)a] Untuk kepentingan penghitungan pembebanan dan analisa struktur, gaya angin ini hendak diekivalenkan menjadi beban merata linear (Gambar F-4(b). Beban merata yang berasal dari tributaris trapesium 1 disebut Wy-trapesium1 dan beban merata yang berasal dari tributaris trapezium 2 disebut Wy-trapesium2. Besar masing – masing beban merata ekivalen adalah:

(

) ( ) ( )

( )

( (

) )

( )




Halaman:

(

dari

halaman

) ( ) ( )

( )

( (

( )

) )

Beban merata seluruh akibat beban angin yang bekerja pada gird (W y) dalam Gambar F-3(c) adalah : Wy-trapesium 1 + Wy-trapesium 2 Wy

= 1231.2 + 1231.2

= 2462.40 /1000 =

=

2462.40 N/m

2.46 N/mm

Berdasarkan Wy ini, beban lentur rencana terhadap sumbu y penampang gird (Q y) ditentukan menurut kombinasi pembebanan yang dianjurkan persamaan (6.2-1 s/d 6.2-6) SNI-2002: 1. Persamaan (6.2-4): 1,2D + 1,3Wy + 0,5(La atau H) Qy

= 1.2 (0)

+ 1.3 (2.46)

+ 0.5 (0)

= 3.20 N/mm Kombinasi yang lain tidak diperhatikan karena tidak relevan dengan pembebanan Qy, atau memberikan hasil hitung yang lebih kecil daripada Qy. Beban lentur rencana terhadap sumbu y penampang gird (Qy) dalam Gambar F6-3(d) dengan demikian, adalah:3.20 N/mm 2. Analisa Struktur untuk Memperoleh Beban Rencana Momen Rencana (Muy) dapat dihitung sebagai: 1 8

QyL2

=

1 8

(3.20) x (5000)2

Gaya geser rencana (Vuy) dapat dihitung sebagai :

=

1.00 x 107

Nmm




Halaman:

1 2

QyL

1

=

(3.20) x (5000)

2

=

8000

dari

halaman

N

Gaya geser ini membebani gird vertikal sebagai beban terpusat R2 GH pada titik sambung dengan gird horizontal seperti yang ditunjukkan dalam Gambar F-3(b) dan (c).

6.4 Analisa terhadap Limit-State Hasil analisa struktur di atas menyatakan bahwa gird horizontal dibebani lentur terhadap sumbu x dan y penampangnya, geser. Gird, dengan demikian, adalah komponen terkombinasi geser-lentur. Profil usulan untuknya akan dianalisa terhadap persamaan kombinasi geser-lentur. Karena lendutan juga merupakan limit state dalam desain ini, profil usulan juga akan dianalisa terhadap limit-state lendutan. 6.4.1 Terhadap Persamaan Kombinasi Geser-Lentur: [SNI 03 – 1729 – 2002 butir 8.4.3] M uy M ux V   0,625 u 1,375 M nx M ny Vn

1. Analisa untuk Memperoleh Beban Rencana Mux, Muy dan Vu Analisa untuk maksud ini telah dilakukan di bagian 6.3 dan memberikan besar beban – beban rencana yang dapat ditentukan sebagai berikut: Mux

= 5.45 x 107 Nmm; dan

Muy

= 4.36 x 104 Nmm √ )

√( = 443227.87 N

2. Analisa untuk Memperoleh Tahanan – Tahanan Rencana ФMnx, ФMny dan ФVn.

  0,9 ; [SNI – 2002: pers. (8.1-1) dan Tabel 6.4-2] M nx  min ( M yx ; M bckl x ; M ltb  x ) ;[SNI – 2002: pers. (8.1-1)] M yx  f y S x ; [SNI – 2002: butir 8.2.1]

Sx

8.95 x 105mm [Tabel 5-1]

=

Myx = 400 x 8.95 x 105 = 3.58 x 108 Mbckl-x bergantung kepada kekompakan dan kelangsingan penampang diketahui dengan membandingkan faktor-faktor kelangsingan (, p, dan r) ; [SNI – 2002 butir 8.2]

 =max (x; y) λx

=

λy

= Ly / iy

Lx / ix

= (5000/149.1) = 33.53 = (5000/37.8) = 132.28




Halaman:

λ = max (33.53; 132.28)

 p  1.76

dari

halaman

= 132.28

E ; [SNI-2002: pers. (8.4-4.a), karena faktor kelangsingan untuk fy

komponen struktur ini dihitung berdasarkan panjang bentang] √

r  4.40

E ; [SNI-2002: pers. (8.4-4.b), karena factor kelangsingan untuk fy

komponen struktur ini dihitung berdasarkan panjang bentang] √ λr ≤ λ  98.39 ≤ 132.28 Maka penampang adalah penampang langsing dan Mbckl-x dihitung menurut persamaan : Mn = Mr (λr / λ)2 Mr = Sx (fy – fr) ; [SNI – 2002: butir 8.2.1.c] fr bergantung kepada metoda manufaktur profil baja ; [SNI – 2002: Tabel 7.5-1]. Karena profil WF umumnya dimanufaktur dengan cara hot-rolled maka: fr = 70 Mpa Mr

= 8.95 x 105 x (400-70) = 2.95 x 108 Nmm

Mbckl-x = 2.95 x 108 x (98.39 /132.28)2 = 1.63 x 108 Nmm

Mltb-x

bergantung pada apakah bentang komponen tergolong pendek, menengah atau

panjang, yang dapat diketahui dari membandingkan L, Lp dan Lr satu terhadap yang lain; [SNI – 2002: butir 8.3]. L = 5000 mm Ly = 5000 mm Lp  1,76 ry

r y = iy

E ; [SNI – 2002: Tabel 8.3-2] fy

= 37.8 mm (Tabel 6-1)

Lp

= 1.76 x 37.8 x (200000/400)0.5 = 2030.71 mm

Lr  ry

X1 2 1  1  X 2 fL fL




Halaman:

r y = iy

X1 



dari

halaman

= 37.8 mm (Tabel 6-1)

EGJA 2

S

S =

8.95 x 105mm

Sx =

E = 200000MPa G = 80000 MPa = 1/3 (2Bt3 + Hd3) = 1/3 (2 x 172(13.03)3 + 359(7.95)3) = 3.14 x 105 mm4

J

A = 7210 mm2 √

fL = fy

-

fr

= 400 -

70 = 330 MPa

( ) konstanta pilin untuk penampang I Iy

= 1.02 x 107 mm4

Iw

= (3592 x 1.02 x 107)/4 3.29 x 1011 mm6

= (

) √

√

(

5000 ≥ 3415.47 ; L ≥ Lr ; Bentang komponen tergolong bentang panjang, maka Mltb dihitung menurut persamaan : M ltb  x  M cr  M p  E  E Iy G J   I yIw L  L  12.5 M max Cb   2.3 2.5 M max  3 M A  4 M B  3 M C

M cr  C b



2

= 5.45 x 107 Nmm

Mmaks

= Mux

MA

= Vux (1.25) – (Qx x (1.252/2)) = 4.36 x 104 (1.25) – (17.43 x 0.78) = 5. 45 x 104 Nmm

MB

= Mmaks = 5.44 x 107 Nmm




Halaman:

MC

= MA

)

(

) )

(

)

(

)

1.92 ≤ 2,3

Cb

=

Mp

= Min (fyZx ; 1.5Myx)

fyZx

= fy (1.18 x Sx) = 400 (1.18 x 8.95 x 105) = 4.22 x 108 Nmm

1.5Myx =

halaman

= 5.45 x 104 Nmm (

(

dari

1.5 (3.58 x 108) = 5.37 x 108 Nmm

= Min (fyZx ; 1.5Myx) = Min (4.22 x 108; 5.37 x 108) = 4.22 x 108 Nmm

Mp Mltb-x

=

√

(

)

(

)

= 2.74 x 108 Nmm ≤ 4.22 x 108 Nmm Mltb-x ≤ Mp ... Mltb-x = 2.74 x 108 Nmm Mnx

= min (Myx ; Mbckl-x ; Mltb-x)

Mnx

= min (3.58 x 108; 1.63 x 108; 2.74 x 108) = 1.63 x 108 Nmm

Mny

= min (Myy ; Mbckl-y ; Mltb-y) ; [SNI-2002 pers 8.1-1]

Myy

=

fy. Sy = 400 x (1.20 x 105) = 4.78 x 107 Nmm

Mbckl-y bergantung kepada kepada kekompakan dan kelangsingan penampang, yang dapat diketahui dengan membandingkan faktor – faktor kelangsingan (, p, dan r) satu terhadap yang lain ; [SNI-2002 butir 8.2].



= max (x ; y)

λx

= Lx / ix

= (5000/149.1)

= 33.53

λy

= Lx / iy

= (3000/37.8)

= 132.28

λ

= max (33.53; 132.28)

 p 1,76

= 132.28

E ; [SNI-2002: pers. (8.4-4.a), karena factor kelangsingan untuk komponen fy

struktur ini dihitung berdasarkan panjang bentang, seperti yang telah dilakukan di atas] λp

= 1,76 x (200000/400)0.5 = 39.35

r  4,40

E ; [SNI-2002: pers. (8.4-4.b), karena factor kelangsingan untuk komponen fy

struktur ini dihitung berdasarkan panjang bentang, seperti yang telah dilakukan di atas]




Halaman:

dari

halaman

= 4,40 x (200000/400)0.5 = 98.39

λr

98.39 ≤ 132.28 → λr ≤ λ, maka penampang adalah penampang langsing dan Mbckl-y dihitung menurut persamaan :

M bckl y  M r  (r /  ) 2 ; [SNI -2002: butir 8.2-1.c] = Sy (fy – fr)

Mr

fr bergantung kepada metoda manufaktur profil baja ; [SNI – 2002: Tabel 7.5-1]. Karena profil WF umumnya dimanufaktur dengan cara hot-rolled maka: fr

= 70 Mpa

Mr

= 1.20 x 105x (400-70) = 3.96 x 107 Nmm

Mbckl-y

= 3.96 x 107 – (98.39/132.28)2 = 3.96 x 107 Nmm

Mltb-y


panjang, yang dapat diketahui dari membandingkan L, Lp dan Lr satu terhadap yang lain; [SNI – 2002: butir 8.3]. L = 5000 Ly = 5000 E ; [SNI – 2002: Tabel 8.3-2] fy

Lp  1,76 ry

ry = iy = 37.8 mm (Tabel F-1) √ Lr  ry

ry

X1  S

X1 2 1 1 X 2 fL fL

= iy

 S

= 37.8 mm (Tabel F-1)

EGJA 2

= Sy

= 1.20 x 105 mm

E = 200000MPa G = 80000 MPa





1 J  2 Bt 3  Hd 3 ; 3 J

= 1/3 (2 x 99(3)3 + 198(4.5)3)

J

= 3.14 x 105 mm4




Halaman:

A

halaman

= 7210 mm2 (

√

fL

dari

= fy

-

fr

= 400 (

)

70 = 330 MPa

) konstanta pilin untuk penampang I

H

= 359 mm

Iy

= 1.02 x 107 mm4

Iw

= (3592 x 1.02 x 107)/4 3.29 x 1011 mm6

= (

) √

√

(

1487.61 ≤ 5000 < 18638.78 ; Lp ≤ L ≤ Lr ; Bentang komponen tergolong bentang menengah, maka *

(

)

( (

) + )

Mp

= Min (fyZy ; 1.5Myy)

fyZy

= fy (1.18 x Sy) = 400 (1.18 x 1.20 x 105) = 5.66 x 107 Nmm

1.5Myy = 1.5 (4.78 x 107) = 7.17 x 107 Nmm Mp

= Min (fyZy ; 1.5Myy) = Min (5.66 x 107; 7.17 x 107) = 5.66 x 107Nmm ( (

)

(

) (

)

)

(

= 1.00 x 107 Nmm

Mmaks

= Muy

MA

= Vuy (1.25) – (Qy x (1.252/2)) = 8000 (1.25) – (17.43 x 0.78) = 9997.5 Nmm

MB

= Mmaks = 1.00 x 107 Nmm

MC

= MA

= 9997.5 Nmm (

(

)

(

) )

(

)

(

)

)




Halaman:

dari

halaman

Cb = 2.08 ≤ 2.3 (

*

)

( (

) )

+

Mltb-y = Mn = 1.02 x 108Nmm = min (4.78 x 107; 3.96 x 107; 1.02 x 108)

Mny

= 3.96 x 107 Nmm ΦVn

= 0.9 ; [SNI - 2002: pers. (8.8-1) dan Tabel 6.4-2]

Vn ; bergantung pada perbandingan tinggi (h) terhadap tebal pelat (tw); [SNI - 2002: butir 8.8]. h = H-2t H = 359 mm [Tabel F-1] t

= 13.03 mm

h

= 359 – 2(13.03) = 332.94 mm

tw = d

= 7.95 mm [Tabel F-1]

h / tw = 332.94 / 7.95 = 41.88 mm ( a

)

= 5000 mm

kn = 5 + (5 / (5000/332.94)2) = 5.02 √ = 1,10 x ((5.02 x 200000)/400)0.5 = 55.12 √ = 1.37 x ((5.02 x 200000)/400)0.5 = 68.65 Ini memberikan: 41.88 < 55.12 maka Vn = 0,6 fy Aw ; [SNI – 2002:butir 8.8.3] Aw = (H-2t)d =(332.94 x 7.95)

=

2646.87 mm2




Halaman:

dari

halaman

Vn = 0.6 x 400 x 2646.87 = 6.35 x 105 N Tahanan – tahanan rencana, dengan demikian, adalah: ΦMnx

= 0.9 x (1.63 x 108)

=

1.47 x 108 Nmm;

ΦMny

= 0.9 x (3.96 x 107)

=

3.56 x 107 Nmm;

ΦVn

= 0.9 x 6.35 x 105

=

5.72 x 105 N

3. Analisa untuk Mencaritahu Keterpenuhan terhadap Persamaan Kombinasi Geser-Lentur Persamaan kombinasi geser-lentur: M uy M ux V   0,625 u 1,375 M nx M ny Vn

Mux Φ Mnx

+

5.45 x 107 + 1.47 x 108  0.700 ≤ 1.375

Muy Φ Mny 1.00 x 107 3.56 x 107

+ 0,625

Vu Φ Vn

≤

1,375

+ 0.625

4.43 x 104 5.72 x 105

=

0.700

Profil usulan 1 memenuhi persamaan interaksi aksial – momen dengan rasio kepenuhan =

0.700 1.375

x

100% =

50.91 %

6.4.2 Terhadap Limit State Lendutan: δ <δn ; [SNI 03 – 1729 – 2002 butir 6.4.3] 1. Analisa untuk Memperoleh Lendutan Rencana

   x2   y2 x 

4 5  (Dx ) Lx  384  E I x

4 5  W y L y y  384  E I y

 5  12.45 x 5000 4    384  200000 x 1.60 x 10 8  

   3.16 mm  

 5  2.46 x 5000 4    384  200000 x 1.02. x 10 7 

   9.81mm 

 u   x 2   y 2  3.16 2  9.812 10.31 mm 2. Analisa untuk Memperoleh Lendutan Batas

n  δn

1 Lmax ; [SNI-2002 Tabel 6.4-1] 360 = 1/360 x 5000 = 13.89 mm

3. Analisa untuk Mencaritahu Keterpenuhan Limit State Lendutan

Terhadap Limit State δu < δn ternyata 10.31 < 13.89 maka, profil usulan-1 memenuhi limit state lendutan, dengan rasio keterpenuhan:




Halaman:

=

10.31 13.89

x

100% =

dari

halaman

74.22 %

6.5 Hasil Desain

Profil usulan pertama memenuhi semua limit-state(s) yang ditinjau maka profil cukup kuat. Di samping itu,rasio maksimum keterpenuhan limit-state profil usulan pertama adalah: max (50.91 % ; 74.22 %) = 74.22% > 60% yang menandakan bahwa profil usulan adalah profil optimal. Dengan demikian, profil 14’ WF 14 x 6-3/4 dapat dipakai untuk gird horizontal pada struktur dinding melintang.


Kelompok : XI (Sebelas)


Halaman:

7.

dari

halaman

DESAIN GIRD VERTIKAL PADA STRUKTUR DINDING MELINTANG Gird No. 3

Gird No. 4

Gird No. 2

Gird No. 5

Gird No. 1

0.72 m Gird No. 6

4.30 m

4.30 m

5.00 m

14.30 m

5.00 m

5.00 m

5.00 m

5.00 m

5.00 m

5.00 m

5.00 m

5.00 m

7.1 Data

Data yang relevan untuk desain gird vertikal pada struktur dinding melintang adalah: 1. Bentang gird 14.30 m = 14300 mm; 2. Jarak maksimum sokongan lateral 4.30 m = 4300 mm;

7.2 Profil Usulan I

Profil usulan pertama adalah

WF 300 x 200 x 8 x 12

mm. Tabel 7-1 menampilkan data

dimensional penampang profil ini. Tabel 7-1. Data Dimensional Penampang Profil Usulan 1 12’WF 12 x 12 (157.7 kg/m') B H t d (mm) (mm) (mm) (mm) 311

327

r (mm)

25.04 15.75 15.2

Kekuatan Material : fy = 400 Mpa A Ix Iy ix iy Sx 2 4 4 (mm ) (mm ) (mm ) (mm) (mm) (mm3) 3.78 x 1.25 x 2.37 x 20120 137.8 79 108 108 106

Sy (mm3) 8.06 x 105




Halaman:

dari

halaman

7.3 Pembebanan

Gird vertikal (GV) pada struktur dinding melintang dibebani melalui dua cara yaitu pembebanan aksial dan pembebanan lentur. Penghitungan pembebanan gird vertikal akan dilakukan sebagai terbagi ke dalam kedua cara pembebanan ini. 7.3.1

Pembebanan Aksial Beban aksial pada GV disumbangkan/diinduksi oleh GH sebagai reaksi perletakkan R1GH akibat pembebanan D (dipaparkan di akhir bagian 6.3.1 dan diterangkan Gambar 6-1 (c) dan (d)). Besar beban ini telah dihitung di bagian 6.3.1 yaitu 43600 N. Beban ini adalah gaya terpusat dan membebani GV sebagai beban aksial. Karena disumbangkan oleh GH, beban ini beraplikasi di titik-titik sambungan GH dan GV. Karena di setiap titik sambungan terdapat dua ujung GH yaitu GH di kiri dan kanan GV, maka pada setiap titik tersebut bekerja 2 x R1GH, sehingga besar beban aksial pada GV di setiap titik aplikasi adalah:

2(43600) = 87200 N Pembebanan aksial pada GV ini ditunjukan ulang dalam Gambar 7-2(a)

7.3.2 Pembebanan Lentur GV menerima beban lentur dari dua sumber yaitu dari GH dan dari dinding belakang bangunan. Beban lentur yang disumbangkan GH adalah R2GH, yang diterangkan Gambar 6-2(b) dan (c), dan dipaparkan dan dihitung besarnya di akhir bagian 6.3.2. Besar R2GH adalah 8000 N. Sama seperti pembebanan aksial, beban ini beraplikasi di titik sambung GH dengan GV dan di setiap titik tersebut bekerja 2 x R2GH, sehingga besar beban ini adalah: 2(8000) = 16000 N. Berdasarkan orientasi profil GV (diterangkan dalam gambar Gambar 6-1(a)), beban ini membebani profil pada sumbu x penampangnya. Titik tanggap dan orientasi beban ini ditunjukkan ulang dalam Gambar 7-1(b). Selain itu, beban lentur pada GV juga disumbangkan dinding belakang bangunan. Beban yang disumbangkan dinding belakang ke GV adalah beban akibat terpaan angin pada tributaris - tributaris ke GV di dinding belakang bangunan. Gambar 71(a) menunjukkan tributaris – tributaris ini.




Halaman:

dari

halaman

0.27 m

Qx-5

2 x Wx - t

1.88 m 4.30 m

4.30 m

2.15 m

2.50 m

1.25 m 2x R2GH

2.50 m

1.25 m

(a)

2.50 m

2x R2GH

2 x Wx - s1

1.25 m

2.50 m

2x R2GH

2 x Wx - s2

2x R2GH 1.25 m

Qx-4

1.26 m

Qx-3

1.24 m

2.50 m

2x R2GH

2 x Wx - s3

2x R2GH

2.50 m

Qx-2

1.25 m

2.50 m

(b)

2.50 m

Qx-1

1.25 m

2x R2GH

2 x Wx - s4

2x R2GH

(c)

Gambar 7-1. Pembebanan Lentur pada Grid Vertikal Menunjukkan Tributaris Beban Angin dan Pengalihannya Menjadi Beban Merata Linier

Terdapat tiga tributaris ke GV, yaitu 1 tributaris trapezium: x-t, serta empat tributaris segitiga: x-s1, x-s2, x-s3, x-s4 Beban merata linear yang ekivalen dengan tributaries x-t adalah: Wx-t = Qw . X 4 .

L1 2 L2

Qw = 360 N/m2

X 1  L2  ( L1 / 2) X 2  ( L2 / 2)  ( L1 / 3)

 4.30  (4.03 / 2)

 2.28

 (4.30 / 2)  (4.03 / 3)

 0.81

X 3  L2  L1

 4.30  4.03

X 4  2 X 1 .L2  L1 . X 2  X 3

 2(2.28)(4.30)  (4.03)(0.81)  0.27  16.13

Wx-t = (360)(16.13)(4.03/(4.302)) = 1265.64 N/m’

 0.27




Halaman:

dari

halaman

Terdapat dua tributaries x-t, masing-masing dari kiri dan kanan GV maka besar beban merata ekivalen untuk tributaries ini adalah: 2Wx-t1 = 2(1265.64) = 2531.27 N/m’ = 2531.27/1000 = 2.53 N/mm’

Beban merata linear yang ekivalen dengan tributaries x-s adalah: Wx-s1 = 1 / 3Qw . L1 = 1 / 3 (360) (2.5)  300 N/m’ Terdapat dua tributaries x-s, masing-masing dari kiri dan kanan GV maka besar beban merata ekivalen untuk tributaries ini adalah: 2Wx-s = 2(360) = 720N/m’ = 720/1000 = 0.72 N/mm’

Beban merata linear yang ekivalen dengan tributaries x-t2 adalah: Wx-t2 = Qw . X 4 .

L1 2 L2

X 1  L2  ( L1 / 2)

 4  (3 / 2)

 2.5

X 2  ( L2 / 2)  ( L1 / 3)

 (4 / 2)  (3 / 3)

 1.00

X 3  L2  L1

43

 1.00

X 4  2 X 1.L2  L1. X 2  X 3

 2(2.5)(4)  (3)(1.00)  1  16.00

Beban merata linier yang ekivalen dengan triutaris x-t2 adalah : Wx-t2 = (360)(16.00)(3/(42)) = 1080 N/m’ Terdapat dua tributaries x-t2, masing-masing dari kiri dan kanan GV maka besar beban merata ekivalen untuk tributaries ini adalah: 2Wx-t2 = 2(1080) = 2160 N/m’ = 2160/1000 = 2.16 N/mm’ Sama seperti beban-beban R2GH, beban-beban lentur ini juga membebani GV terhadap sumbu x penampangnya.

Format T-1 Kelompok : XI (Sebelas)


Halaman:

Qx-4

2.50 m

Qx-3

=

2.50 m

2.50 m

2x R2GH

2.50 m

2x R2GH

2x R2GH

4.30 m

Qx-2

2 x Wx - s4

2x R2GH

2.50 m

2x R2GH

2.50 m 2x R2GH

2 x Wx - s1

2 x R1GH

+

halaman

2x R2GH

2 x Wx - s3

2 xR1GH

2x R2GH

2 x Wx - s2

2 xR1GH

4.30 m

(a)

2.50 m

(b)

2.50 m

Qx-1

2 xR1GH

dari

Qx-5

2 x Wx - t

TUGAS Struktur Baja-2 Semester Genap 2012-2013

(c)

Gambar 7-2. Superadisi Pembebanan Aksial dengan Pembebanan Lentur pada Gird Vertikal Selanjutnya, berdasarkan beban – beban merata ini, besar beban lentur rencana (Qx) bagi GV dapat ditentukan dengan menghitungnya menurut kombinasi pembebanan yang dianjurkan persamaan (6.2-1 s/d 6.2-6) SNI-2002: 1. Persamaan (6.2-4) : 1,2 D + 1,3 Wy + 0,5 (La atau H) Qx-1 = 1,2 (0) + 1,3 (2Wx-s1) + 0,5 (0) = 1.3(780.00/1000) = 0.78 N/mm Qx-2 = 1,2 (0) + 1,3 (2Wx-s2) + 0,5 (0) = 1.3(780.00/1000) = 0.78 N/mm Qx-3 = 1,2 (0) + 1,3 (2Wx-s3) + 0,5 (0) = 1.3(780.00/1000) = 0.78 N/mm Qx-4 = 1,2 (0) + 1,3 (2Wx-s4) + 0,5 (0) = 1.3(780.00/1000) = 0.78 N/mm Qx-5 = 1,2 (0) + 1,3 (2Wx-t) + 0,5 (0) = 1.3(3290.65/1000) = 3.29 N/mm




Halaman:

dari

halaman

Kombinasi yang lain tidak diperhatikan karena tidak relevan dengan pembebanan Qx, atau memberikan hasil hitung yang lebih kecil daripada Qx. Orientasi dan letak beban – beban ini ditunjukkan dalam Gambar 6-1(c), dan ditampilkan ulang dalam Gambar 6-2(b). Pembebanan aksial atas GV telah dihitung di atas dan ditunjukkan dalam Gambar 6-2(a), demikian juga pembebanan lentur yang juga telah dihitung dan ditunjukkan dalam Gambar 6-2(b). Kedua cara pembebanan ini (aksial dan lentur) bekerja pada GV secara serentak maka pembebanan total atas GV adalah superadisi pembebanan aksial yang dinyatakan Gambar 6-2(a) dengan pembebanan lentur yang dinyatakan Gambar 6-2(b). Hasil superadisi ini ditunjukkan Gambar 6-2(c), dan adalah deskripsi pembebanan total atas GV. Analisa struktur untuk memperoleh gaya – gaya dalam pada GV akan dilakukan atas deskripsi pembebanan total yang ditunjukkan Gambar 6-2(c) ini.

7.4 Analisa Struktur Pemeriksaan atas idealisasi struktur dan deskripsi pembebanan yang ditampilkan pada Gambar 6-2(c) menyatakan bahwa struktur GV adalah struktur statis tak-tentu derajat 1. Analisa struktur, dengan demikian, dilakukan menggunakan SAP2000. Hasil analisa yang lebih lengkap ditampilkan dalam Lampiran 13. Hasil analisa yang relevan untuk desain GV ditampilkan di bawah ini: Mux

= 6.12 x 107 Nmm

Vu

= 2.13 x 104 N

Nu

= 5.97 x 104 N

Selain itu : Mmaks

= Mux

= 6.1 x 107 Nmm

MA

=

4.03 x 107 Nmm

MB

=

5.96 x 107 Nmm

MC

=

3.49 x 107 Nmm

reaksi – reaksi perletakan adalah 1. Di ujung bawah, pada sloof: V

= 5.97 x 104 N (↑) ; [tegak lurus bidang dinding]

H bawah

= 1.9 x 104 N (←) ; [tegak lurus dinding, ke arah luar bangunan]

M =0 2. Di ujung atas, pada rafter gabel: V

= 4.7 x 104 N (↑) ; [tegak lurus bidang dinding]

Hatas

= 2.1 x 104 N (←) ; [tegak lurus dinding, ke arah luar bangunan]




Halaman:

dari

halaman

M = 0.

7.5 Analisa terhadap Limit-State Hasil analisa struktur menyatakan bahwa gird vertikal ini hanya dibebani terhadap sumbu x penampangnya, dan dibebani gaya aksial, momen lentur dan gaya geser. Gird adalah komponen terkombinasi aksial-lentur-geser, maka profil yang diusulan baginya harus dianalisa terhadap persamaan interaksi aksial-momen, dan persamaan kombinasi geser-lentur. Selain itu, karena lendutan juga merupakan limit-state, profil usulan juga akan dianalisa terhadap limit-state lendutan. 7.5.1

Terhadap Persamaan Interaksi Aksial-Momen:

M Nu 8  M ux   uy  N n 9  M nx M ny

   1,0  

 M M Nu   ux  uy 2N n  M nx M ny

   1,0 ; [SNI 03 – 1729 – 2002 butir 11.3]  

1. Analisa untuk Memperoleh Beban – Beban Rencana Nu, Mux dan Muy Analisa ini telah dilakukan dalam bagian 7,4 dan memberikan: Nu

= 5.97 x 104 N

Mux

= 6.1 x 107 Nmm

Tidak terdapat Muy karena komponen tidak terbebani terhadap sumbu y penampangnya. 2. Analisa untuk Memperoleh Tahanan – Tahanan Rencana ФNn, ФMnx dan ФMny Ø = 0.85 ; [SNI – 2002: butir 11.3]

; [SNI – 2002: butir 7.6.2] ω ; [bergantung pada faktor tekuk ] = max √

; [SNI – 2002: pers. (7.6-1)]

Lkx = kxLx Kx = 1 ; [kedua ujung adalah sendi] Lx = 12460 mm

λcx

Lkx

=

rx

= ix

1 (12460)

=

12460 mm

= 125 mm [Tabel 6-1]

= 1/π x (12460 /125) (400/200000)0,5 = 1.42 √ ; [SNI – 2002: pers. (7.6-1)]




Halaman:

dari

halaman

Lky = kyLy Ky = 1 ; [kedua ujung adalah sendi] Ly = 4000 ; Lky

= 1 (4000)

ry

= iy

= 4000 mm

= 47.1 mm [Tabel 7-1] √

λc

= max (1.42 ; 1.21) = 1.42

λc ≥ 1,2 maka ;  1.25c [SNI-2002: butir 7.6.2] 2

 1.25 c 2 = 1.25 (1.422) = 2.51 Ag

= A

Nn

=

= 7238 mm2

Ag

fy



= 7238 x (400 / 2.52) = 1.15 x 106 N Ø = 0.9 ; [SNI – 2002: pers. (8.8-1) dan Tabel 6.4-2] Mnx = min(Myx ; Mbckl-x ; M ltb-x) ; [SNI – 2002: pers. (8.8-1)] Myx = fySx ; [SNI – 2002: butir 8.2.1] S

=

Myx

=

7.71 x 105 mm

Sx =

400 x 7.71 x 105 = 3.08 x 108 Nmm

Mbckl-x bergantung kepada kekompakan dan kelangsingan penampang diketahui dengan membandingkan faktor-faktor kelangsingan (, p, dan r) ; [SNI – 2002 butir 8.2]

 =max (x; y) λx

= Lx / ix = (12460/125) = 99.68

λy

= Lx / iy = (4000/47.1) = 84.93

λ

= max (99.68 ; 84.93) = 99.68

√ ; [SNI-2002: pers. (8.4-4.a), karena factor kelangsingan untuk komponen struktur ini dihitung berdasarkan panjang bentang, seperti yang telah dilakukan di atas]




Halaman:

dari

halaman

√ √ ; [SNI-2002: pers. (8.4-4.b), karena faktor kelangsingan untuk komponen struktur ini dihitung berdasarkan panjang bentang, seprti yang telah dilakukan di atas] λr = 4.40 x (200000/400)0.5 = 98.39 98.39 ≤ 99.68 Maka : λr≤ λ, Maka penampang adalah penampang langsing dan Mbckl-x dihitung menurut persamaan : M bckl x  M r r /   ; [ SNI  2002 : butir 8.2.5] 2

M r  S x ( f y  f r ) ;[ SNI  2002 : butir 8.2.1.b

fr

bergantung kepada metoda manufaktur profil baja ; [SNI – 2002: Tabel 7.5-

1]. Karena profil WF umumnya dimanufaktur dengan cara hot-rolled maka:

fr = 70 Mpa

Mr = 7.71 x 105 (400-70) = 2.54 x 108 Nmm = 2.54 x 108 (98.39 / 99.68)2

Mbckl-x

= 2.5x 108 Nmm

Mltb-x


panjang, yang dapat diketahui dari membandingkan L, Lp dan Lr satu terhadap yang lain; [SNI – 2002: butir 8.3]. L

=

12460 mm

Lx

=

12460 mm

Lp 1,76 ry

E ; [SNI – 2002: Tabel 8.3-2] fy

ry

= iy

= 47.1 mm (Tabel 6-1)

Lp

= 1.76 x 47.1 x (200000/400)0.5 = 1853.61 mm

Lr  ry

ry

X1  S

X1 2 1  1  X 2 fL fL

= iy

 S

= 47.1 mm (Tabel 6-1)

EGJA 2

= Sx 5= 7.71 x 105 mm




Halaman:

dari

halaman

E = 20000MPa G = 80000 MPa J

=

1/3 (2Bt3 + Hd3) = 1/3 (2 x 200(12)3 + 294(8)3) = 2.81 x 105 mm4

A

=

7238 mm2 √

fL = fy

-

fr

= 400 - 70 = 330 MPa (

) ; konstanta pilin untuk penampang I

Iy

= 1.60 x 107 mm4

Iw

= (2942 x 1.60 x 107)/4 3.46 x 1011 mm6

= (

) √

√

Lr ≤ L ; 4958.71 ≤ 12460 mm. Bentang komponen tergolong bentang panjang, maka Mltb dihitung menurut persamaan :



 E  M ltb x  cb EI y GJ    I y I w  M p [SNI-2002: Tabel 8.3-1] L  L 

Cb 

2,5M max

Mmaks

2

12,5 M max  2,3  3M A  4M B  3M C = Mux = 6.1 x 107 Nmm

MA

= 4.0 x 107 Nmm

MB

= Mmaks = 6.0 x 107 Nmm

MC

= MA

= 3.5 x 107 Nmm

Cb = 1.24 ≤ 2,3 3.14 M ltb  x 1.24 12460

  3.14 x 200000 2  (200000 x1.60 x10 x80000 x2.81x10 )    x1.60 x107 x3.46 x1011     12460    

 9.15 x107 Nmm

7

5




Halaman:

dari

halaman

= min (3.08 x 108; 2.48 x 108; 9.15 x 107)

Mnx

= 9.15 x 107 Nmm Tidak dilakukan analisa untuk menentukan Mny karena tidak ada pembebanan terhadap sumbu y penampang gird. Tahanan – tahanan rencana, dengan demikian, adalah:

3.

Analisa untuk Mencaritahu Keterpenuhan terhadap Persamaan Interaksi Aksial - Momen Rasio :

Nu adalah :  Nn 5.97x104 / 0,85 x 1.15 x 105 = 0,06 < 0,2 maka persamaan interaksi aksial-momen yang digunakan adalah:  M ux M uy  Nu   1.0   2  N n   M nx  M ny 

[ SNI  2002 : butir 11.3]

 6.12 x 10 7 5.97 x10 4   2 x 0.85 x 1.15 x 10 5  0.9 x 9.15 x 10 7  0.7730  1.0 

  1.0 

Profil usulan memenuhi persamaan interaksi aksial-momen dengan rasio keterpenuhan: =

0.7730 x 1

100% =

77.30 %

7.5.2 Terhadap Persamaan Kombinasi Geser-Lentur: M uy M ux V   0.625 u 1.375  M nx  M ny  Vn

[ SNI 03  1729  2002 butir 8.4.3]

1. Analisa untuk Memperoleh Beban Rencana Vu Analisa untuk maksud ini telah dilakukan di bagian 6.4 dan memberikan: Vu

= 2.13 x 104 N

2. Analisa untuk Memperoleh Tahanan Rencana ФVn ΦVn = 0,9Vn ; [SNI - 2002: pers. (8.8-1) dan Tabel 6.4-2] Vn ; bergantung pada perbandingan tinggi (h) terhadap tebal pelat (tw); [SNI - 2002: butir 8.8]. h

= H-2t




Halaman:

H

dari

halaman

= 294 mm [Tabel 7-1]

t

= 12 mm

h

= 294 – 2(12) = 270 mm

tw = t

= 12 mm [Tabel 7-1]

h / tw = 270 / 12 = 22.50

a

= 4000 mm

kn = 5 + (5 / (4000/22.50)2) = 5.02 √ = 1.10 x ((5.02 x 200000)/400)0,5 = 55.13 √

= 1.37 x ((5.02 x 200000)/400)0,5 = 68.66 Ini memberikan:

k E h 1.10 n dimana: 55.13 ≤ 68.66 tw fy Vn  0.6 f y Aw [SNI  2002 : butir 8.8.3]

Aw = ( H - 2t ) d = (294- 2(12)) 8

=

Vn = 0,6 x 400 x 2160 =

2160 mm2 5.18 x 105 N

Tahanan – tahanan rencana, dengan demikian, adalah: ΦVn

= 0.9 x 5.18 x 105 = 4.66 x 105 N

3. Analisa untuk Mencaritahu Keterpenuhan terhadap Persamaan Kombinasi Geser Lentur Persamaan kombinasi geser-lentur adalah :




Halaman:

dari

halaman

M uy M ux V   0.625 u 1.375  M nx  M ny  Vn 6.12 x 10 7 2.13x10 4  0 . 625 1.375 0.9 x 9.15 x 10 7 4.66 x 10 5  0.7710  1.375 

Profil usulan memenuhi persamaan kombinasi geser-lentur dengan rasio keterpenuhan:



7.5.3

0.7710 x 100 % 1.375

 56.07 %

Terhadap Limit State Lendutan: δ < δn ; [SNI 03 – 1729 – 2002 butir 6.4.3]

1. Analisa untuk Memperoleh Lendutan Rencana

Analisa untuk memperoleh lendutan di tunjukkan dalam Lampiran 13 dengan memasukkan dimensi profil, dan memberikan: δmaks = δu = 41.31 mm 2. Analisa untuk Memperoleh Lendutan Batas

n  δn

1 Lmax ; [ SNI  2002 Tabel 6.4  1] 240 = 1/240 x 12460=

51.92 mm

3. Analisa untuk Mencaritahu Keterpenuhan Limit State Lendutan

Terhadap Limit State: δu <δn , ternyata 41.31 < 51.92 maka, profil usulan pertama memenuhi limit state lendutan, dengan rasio keterpenuhan:

7.6

Hasil Desain

Profil usulan pertama memenuhi semua limit-state yang ditinjau maka profil cukup kuat. Di samping itu rasio maksimum keterpenuhan limit-state profil usulan ini adalah: max (77.30% ; 56.07% ; 79.56%) = 79.56% > 60 %; yang menandakan bahwa profil usulan adalah optimal. Dengan demikian profil WF 300 x 200 x 8 x 12 mm dapat dipakai untuk gird vertikal pada struktur pengaku dinding melintang.




Halaman:

dari

halaman




Halaman:

dari

halaman

H. DESAIN GIRD HORIZONTAL PADA STRUKTUR DINDING MEMANJANG

8.1 Data yang relevan untuk desain gird horizontal pada struktur dinding memanjang adalah: 1. Bentang gird 10 m = 10000 mm; 2. Tebal pasangan tembok adalah ½ batu yaitu dianggap setebal 15 cm atau 150 mm (termasuk tebal plester dan lapisan finshing); 3. Tinggi pasangan tembok yang dipikul gird adalah 5 meter yaitu 5000 mm 4. Berat spesifik pasangan tembok: 1700 kg/m3; [PPI 1983 butir Tabel 2.1], yang adalah sama dengan 1.7 x 10-5 N/mm3.

8.2 Profil Usulan 1

Gambar H-1. Penampang Profil WF yang diusulkan Profil usulan pertama adalah 10’ WF 10 x 10. Tabel H-1 dan Lampiran 13 menampilkan data dimensional penampang profil ini.

Tabel H-1. Data Dimensional Penampang Profil Usulan 1 10’ WF 10 x 10 (107.1 kg/m') B H t D R A Ix 2 (mm) (mm) (mm) (mm) (mm) (mm ) (mm4) 1.75 x 258 267 20.52 12.95 12.7 13660 108

Kekuatan Material : fy = 400 Mpa Iy ix iy Sx Sy 4 3 (mm ) (mm) (mm) (mm ) (mm3) 5.90 x 2.07 x 7.41 x 133.3 65.8 107 106 105




Halaman:

dari

halaman

8.3 Pembebanan

adalah daerah tributaris beban berat pasangan tembok ke gird horizontal

Depan

Belakang

5.00 m 5.00 m

10.00 m

10.00 m

10.00 m

10.00 m

10.00 m

(a) Daerah Tributaris Beban Berat Pasangan Tembok

Depan

adalah batas - batas daerah tributaris

Belakang

5.00 m 5.00 m

10.00 m

10.00 m

10.00 m

10.00 m

10.00 m

(b) Daerah Tributaris Beban Angin

Depan

R2GH

HAtas

Qx-4

Belakang

R2GH

Qx-3

5.00 m

Qx-2

R2GH

R2GH

Qx-1

5.00 m

HBawah

10.00 m

10.00 m

10.00 m

10.00 m

10.00 m

(c) Pembebanan Terinduksi dari Struktur dinding melintang

Gambar H-2. Pembebanan pada Struktur Dinding Memanjang. Rinciannya pada Gambar-Gambar Berikut.




Halaman:

dari

halaman

Karena gird horizontal merupakan satu kesatuan dengan struktur dinding memanjang tempatnya berada maka penghitungan pembebanan baginya tidak dilakukan terpisah dan tersendiri tetapi bersama – sama dalam penghitungan pembebanan bagi keseluruhan struktur dinding memanjang. Pembebanan gird horizontal akan dengan sendirinya terhitungkan dalam perhitungan pembebanan keseluruhan struktur dinding memanjang. Gambar A-3 telah menunjukkan idealisasi struktur dinding memanjang. Idealisasi tersebut dirubah menurut kebijakan perencana bahwa pemasangan gird horizontal pada dinding memanjang dikurangi karena dengan pemasangan gird vertikal pada dinding memanjang sudah mampu memikul beban yang ditransfer dari gird horisontal pada struktur dinding memanjang ini, idealisasi ini ditunjukkan dalam Gambar H-2 di atas, dengan menunjukkan daerah tributaris dan orientasi beban – beban yang bekerja pada struktur dinding memanjang, baik yang langsung bekerja padanya maupun yang diinduksikan oleh, atau ditransfer dari struktur lain. Beban yang langsung bekerja pada struktur dinding memanjang terdiri atas: beban akibat berat pasangan tembok dan beban akibat terpaan angin pada dinding memanjang, sementara beban induksi adalah beban yang ditransfer dari struktur dinding melintang yang meliputi beban terpaan angin pada dinding melintang dan reaksi gird horizontal dan reaksi kolom rafter/gird vertikal struktur dinding melintang. Gambar H-2 menunjukan daerah tributaris dan orientasi serta arah masing – masing beban ini. Gambar H-2(a) menunjukkan tributaris beban akibat berat pasangan tembok. Besar beban ini sama di setiap modul. Beban ini hanya bekerja pada gird horizontal tengah (GHtengah). Gambar H-2(b) menunjukkan tributaris beban angin. Besar beban ini pun sama di setiap modul struktur dinding memanjang. Beban ini bekerja pada gird horizontal atas (GHatas), GHtengah, gird vertikal (GV) dan kolom dari gabel. Gambar H-2(c) menunjukan pembebanan yang diinduksi dari struktur dinding melintang. Pembebanan ini bekerja pada kolom kanan dari modul paling kanan. Terhadap struktur dinding memanjang, beban – beban ini merupakan beban lateral sebab bekerja dari arah samping struktur. Gambar H-5(a) menampilkan modul paling kanan tersebut dan menunjukkan pembebanan lateral ini dengan lebih rinci. Karena struktur dinding memanjang ini terdiri dari modul – modul yang berdimensi sama, perhitungan pembebanan (dan kemudian analisa struktur atasnya) cukup dilakukan pada salah satu dari modul – modul ini yang dipilih menjadi representatif. Perhitungan besar beban – beban di bagian ini akan dilakukan pada modul representatif tersebut, dan dilakukan secara terpisah menurut sumber pembebanan yaitu akibat berat tembok, akibat terpaan tiupan angin dan akibat induksi dari struktur lain.




Halaman:

8.3.1

dari

halaman

Pembebanan oleh Berat Pasangan Tembok

5.00 m

5.00 m QGH-x

5.00 m

5.00 m

10.00 m

10.00 m

(a)

(b)

Gambar H-3. Tributaris dan Perhitungan Besar Pembebanan oleh Pasangan Tembok Gambar H-3 menampilkan modul representatif dari struktur dinding memanjang dengan menunjukkan triburaris beban berat pasangan tembok dan menerangkan perhitungan besarnya. 1. Beban akibat berat pasangan tembok : 150(5000)1.7 x 10-5

= 12.75 N/mm

2. Berat sendiri profil

= 1.071 N/mm

Jumlah beban pasangan tembok dan berat sendiri profil D (1 dan 2) = 13.82 N/mm Besar beban lentur rencana ditentukan berdasarkan kombinasi pembebanan menurut persamaan (6.2-1 s/d 6.2-8) dari SNI-2002: 1. Persamaan (6.2-1): 1.4D 1.4D = 1.4 (13.82) = 19.35 N/mm’ Persamaan yang lain tidak diperhatikan karena tidak ada beban selain beban D yang bekerja pada GH. Sesuai rencana orientasi penampang profil yang ditunjukkan pada Gambar H-3(b) di atas, beban ini bekerja terhadap sumbu x (sumbu dinamakan QGH-x, maka: QGH−x = 19.35 N/mm’

mayor) penampang profil GH maka beban ini




Halaman:

dari

halaman

5.00 m

5.00 m QGH-y

5.00 m

5.00 m

5.00 m

QGV-x

5.00 m

QGV-x

8.3.2 Pembebanan oleh Terpaan Tiupan Angin

6.00 m 2.00 m

2.00 m

10.00 m

10.00 m

10.00 m

(a)

(b)

(c)

Gambar H-4. Tributaris dan Perhitungan Besar Pembebanan oleh Terpaan Tiupan Angin

Gambar H-4 menunjukkan modul yang sama dengan yang ditampilkan gambar sebelumnya, dengan menunjukkan tribuaris dan penghitungan pembebanan oleh tiupan angin. Beban yang ditimbulkan terpaan angin (Qw) adalah : 0.9 (40) = 36 kg/m = 360 N/m2; [PPI 1983 butir 4.2.(2) dan 4.3.(1)a] Qw bekerja pada seluruh bidang tembok. Qw yang dipikul oleh GH adalah yang menerpa daerah tributaris berbentuk trapesium sementara yang dipikul oleh GV adalah yang menerpa daerah tributaris berbentuk segitiga (Gambar H-4(a)). Daerah tributaris GHtengah adalah yang paling besar dari antara tributaris – tributaris untuk GH maka perhitungan akan dilakukan pada GHtengah (Gambar H-4(b)). Beban merata ekivalen yang berasal dari tributaris trapesium akan disebut Wtrapesium. Wy-trapesium 1 = Qw X4

Qw

x

X4 x

(L1/L22)

= 360 N/m2 = 2L2X1

- L1X2 -

X3

L1 = 2 m (2) = 4 m L2 = 10 m - 0.5L1 = 10 – 0.5 (4) = 8

X1

= L2

X2

= 1/2L2 - 1/3L1 = 1/2(10) - 1/3(4) = 3.67

X3

= L2

X4

= 2 (8)(10) - (4)(3.67) - (6) = 139.33

- L1

= 10 – 4 = 6

Wy-trapesium 1 = 360 x 139.33 x (4/102) = 2006.40 N/m




Halaman:

Wy-trapesium 2 = Qw Qw

= 360 N/m2

X4

= 2L2X1

x

X4

-

L1X2

dari

halaman

(L1/L22)

x

-

X3

L1 = 2 m (2) = 4 m L2 = 10.0 m X1

=

L2

-

0.5L1 = 10 - 0.5 (4) = 8

X2

= 1/2L2

-

1/3L1 = ½(10) - 1/3(4) = 3.67

X3

=

-

L1

X4

= 2 (8)(10) -

L2

Wy-trapesium 2 = 360 x

= 10 – 4 = 6

(4)(3.67)

-

(6) = 139.33 2

139.33 x (4/10 ) = 2006.40 N/m

Total dari beban angin adalah : = 2006.40 + 2006.40

= 4012.80 N/m’ = 4.01 N/mm’

QGH yaitu beban lentur rencana pada GHtengah ditentukan menurut kombinasi pembebanan yang dianjurkan persamaan (6.2-1 s/d 6.2-6) SNI-2002 atas WGH. Persamaan (6.2-4): 1,2D + 1,3WGH + 0,5(La atau H) QGH

= 1.2(0) +1.3(4.01) + 0.5(0) = 5.22 N/mm’

Kombinasi yang lain tidak diperhatikan karena tidak relevan dengan pembebanan ini atau memberikan hasil hitung yang lebih kecil daripada QGH. QGH membebani gird horizontal terhadap sumbu minor (sumbu y) penampangnnya maka akan disebut QGH-y, sehingga pada Gambar H-4(c): QGH− y = 5.22 N/mm’. Beban merata yang ekivalen yang berasal dari tributaris segitiga akan disebut W x-segitiga. Wsegitiga = ½ QwL1, sehingga L1

= 5m

Wsegitiga-1

= 1/3 (360) x 5 = 600 N/m = 600/1000 = 0.60 N/mm

L1

= 5m

Wsegitiga-2

= 1/3 (360) x 5 = 600 N/m = 600/1000 = 0.60 N/mm

Sama seperti GH, GV dan kolom gabel pun dibebani dua tributaris segitiga, yang satu pada dinding di sebelah kiri dan yang lain pada dinding di sebelah kanannya. Beban melalui kedua tributaries ini (WGV), dengan demikian, adalah:

2Wsegitiga1

 2 (0.60)

 1.20

2Wsegitiga 2

 2(0.60)

 1.20




Halaman:

dari

halaman

QGV yaitu beban lentur rencana pada GV ditentukan menurut kombinasi pembebanan yang dianjurkan persamaan (6.2-1 s/d 6.2-6) SNI-2002 atas WGH. 1. Persamaan (6.2-4): 1,2D + 1,3WGH + 0,5(La atau H)

QGv-x atas

= 1.2(0) +1.3(1.2) + 0,5(0) = 1.56 N/mm’

QGv-x bawah

= 1.2(0) +1.3(1.2) + 0,5(0) = 1.56 N/mm’

Kombinasi yang lain tidak diperhatikan karena tidak relevan dengan pembebanan ini atau memberikan hasil hitung yang lebih kecil daripada QGV. QGV membebani gird vertikal terhadap sumbu mayor (sumbu y) penampangnya maka akan disebut QGV-x, sehingga pada Gambar H4(c). Namun, pembebanan QGV ini tidak diperhitungkan dalam mendesain gird horizontal dinding memanjang, karena beban QGV ini langsung membebani kolom dari gebel.

8.3.3 Pembebanan Induksi Gambar H-5 di bawah ini menunjukkan rinci pembebanan induksi. Pembebanan ini terdiri dari beban merata: Qx1, Qx2, Qx3, dan Qx4, beban terpusat: R2GH, Hatas dan Hbawah. Beban – beban ini diinduksikan dari struktur struktur dinding melintang. Beban Qx1, Qx2, Qx3 dan Qx4 merupakan induksi beban angin pada dinding melintang bangunan, R2GH merupakan induksi dari reaksi perletakkan gird horizontal pada dinding melintang bangunan akibat pembebanan angin sementara Hatas dan Hbawah merupakan induksi reaksi perletakan gird vertikal pada struktur dinding melintang. Besar beban – beban ini telah dihitung sehubungan dengan penghitungan pembebanan untuk komponen – komponen struktur dinding melintang. Qx1,Qx2, Qx3 dan Qx4 telah dihitung di bagian 7.3.2 sehubungan dengan desain gird vertikal pada dinding melintang yang masing – masing besarnya adalah: 0.78 N/mm’, 0.78 N/mm’, 0.78 N/mm’ dan 0.78 N/mm’. R2GH telah dihitung di bagian 6.3.2 sehubungan dengan desain gird horizontal pada dinding melintang, dan besarnya adalah 8000 N. Hatas dan Hbawah telah dihitung di bagian 7.4 sehubungan dengan desain gird vertikal pada dinding melintang, yang masing – masing besarnya adalah: 4.32x104 N dan 4.27x104 N. Titik tanggap, orientasi dan arah beban - beban ini pada struktur dinding memanjang ditunjukkan dalam Gambar H-5(a). Beban R1GH yang adalah reaksi perletakkan gird horizontal pada dinding melintang juga diinduksikan ke struktur dinding memanjang tetapi tidak diperhatikan karena hanya menimbulkan beban aksial pada kolom gabel yang kemudian akan dihitung dalam desain gabel.




Halaman:

P1

Qx-4

Qx-4 Qx-3

HAtas

P2

R2GH

5.00 m

P3

Qx-2

Qx-2

R2GH

P4

Qx-1

Qx-1

R2GH

5.00 m

halaman

Qx-3

R2GH

dari

HBawah

10.00 m

P5

10.00 m

(a)

(b)

Gambar H-5. Perhitungan Pembebanan Induksi Terhadap struktur dinding memanjang, beban – beban ini bekerja lateral sehingga komponen struktur yang memikulnya adalah ikatan angin (bracing). Karena pada struktur dinding memanjang hanya terdapat tiga modul yang berikatan angin maka (Gambar H-2(c)) maka hanya sepertiga dari beban – beban induksi ini yang bekerja di setiap modul berikatan angin tersebut. Gambar H-5(b) menunjukkan skema pembebanan induksi yang dipikul setiap modul tersebut, yang terdiri dari beban – beban merata Q’x1, Q’x2, Q’x3 Q’x4, dan beban – beban terpusat: P1, P2 P3, P4 dan P5. Besar masing – masing beban ini adalah: Q’x1 = 1/3 (Qx1) = 1/3 (0.78)

= 0.26 N/mm

Q’x2 = 1/3 (Qx2) = 1/3 (0.78)

= 0.26 N/mm

Q’x3 = 1/3 (Qx3) = 1/3 (0.78)

= 0.26 N/mm

Q’x4 = 1/3 (Qx4) = 1/3 (0.78)

= 0.26 N/mm

P1 = 1/3 (R2GH + HAtas) = 1/3 (8000 + 4.32x104) = 17066.67 N P2 = 1/3 (R2GH) = 1/3 (8000)

= 2666.67 N

P3 = 1/3 (R2GH) = 1/3 (8000)

= 2666.67 N

P4 = 1/3 (R2GH) = 1/3 (8000)

= 2666.67 N

P5 = 1/3 (HBawah) = 1/3 (4.27x104)

= 14233.3 N




Halaman:

P5

Qx-4

Qx-4 Qx-3

HAtas

P4

R2GH

5.00 m

P3

Qx-2

Qx-2

R2GH

P2

Qx-1

Qx-1

R2GH

5.00 m

halaman

Qx-3

R2GH

dari

HBawah

10.00 m

P1

10.00 m

(a)

(b)

Gambar H-6. Penggambaran Pembebanan Total pada Modul Representatif Struktur Dinding Memanjang

Ketiga pembebanan: berat tembok, terpaan tiupan angin dan induksi bekerja serentak pada setiap modul dari struktur dinding memanjang maka pembebanan total pada setiap modul struktur dinding memanjang adalah superadisi ketiga pembebanan tersebut, yang masing – masing ditunjukkan Gambar H-3(b), Gambar H-4(c), dan Gambar H-5(b). Hasil superadisi ini ditunjukkan dalam Gambar H-6. Orientasi beban: QGH-y, dan QGV-x adalah tegak lurus bidang gambar sementara orientasi beban: QGH-x, Qx1, Qx2, Qx3 dan Qx4 serta P1, P2, P3, P4 dan P5 adalah sebidang dengan bidang gambar. Struktur akan dianalisa untuk skema pembebanan yang ditunjukkan dalam Gambar H-6 ini.

8.4 Analisa Struktur Analisa struktur akan dilakukan menggunakan software komputer menggunakan SAP2000 V.14. Analisa struktur terhadap pembebanan yang sebidang dengan bidang gambar akan dilakukan secara bersama-sama. 8.4.1 Atas Pembebanan Sebidang Bidang Gambar Analisa untuk maksud ini dilakukan dengan menggunakan SAP2000 V.14. Laporan hasil analisa ditampilkan dalam Lampiran 15. Untuk perencanaan gird horizontal, hasil analisa memberikan gaya – gaya dalam rencana terhadap sumbu-x penampang gird sebagai berikut : Mux

=

1.03 x 108 Nmm




Halaman:

dari

halaman

Momen di seperempat bentang : MAx = 4.08 x 107 Nmm, di tengah bentang: MBx = 1.03 x 108 Nmm, dan di tigaperempat bentang: MCx = 4.23 x 107 Nmm. Gaya geser rencana: Vux

=

98807.68 N; dan

Gaya aksial rencana yang di induksi dari struktur pengaku dinding melintang yang membebani sumbu y dari kolom gabel seperti pada Gambar H-5 (b), beban ini di analisa menurut Lampiran 14, reaksi perletakan pada kolom gabel ini di tunjukkan pada gambar (h) pada Lampiran 14 dengan bulatan berwarna merah dan biru, kedua reaksi perletakan ini di transfer ke gird horizontal pada dinding memanjang, sehingga di gunakan yang paling besar dari kedua reaksi perletakan ini yaitu yang di tandai dengan bulatan berwarna merah pada gambar (7) dalam Lampiran 15 yaitu sebesar 33140.48 N (keluar dinding melintang), sehingga diperoleh: Nu

=

33140.48 N (tekan); dan

Lendutan rencana: δx

=

22.09 mm

Selain itu gird mengerjakan beban terpusat vertikal (reaksi perletakkan gird) pada kolom gabel : RGH1

=

98807.68 N

yang ditransfer ke kolom gabel sebagai gaya tekan aksial di titik sambung gird horizontal dengan kolom gabel. Analisa struktur yang dilakukan pada lampiran 15 juga memberikan gaya aksial tarik rencana pada ikatan angin: Tu = 27180.56 N (tarik). 8.4.2 Atas Pembebanan Tegak Lurus bidang Gambar Pada bagian ini, analisa struktur untuk pembebanan tegak lurus bidang gambar hanya dilakukan pada GHtengah. Pembebanan tegak lurus bidang gambar membebani gird horizontal terhadap sumbu y penampangnya sehingga menimbulkan gaya-gaya dalam terhadap terhadap sumbu y penampang. Analisa struktur akan dilakukan dengan menggunakan SAP2000 V.14 , laporan hasilnya ditampilkan dalam Lampiran 15. Hasil analisa struktur memberikan gaya – gaya dalam berikut ini : Muy

= 4.35 x 107 Nmm

Gaya geser rencana: Vuy

= 26100 N.

Gaya geser ini adalah aksi gird pada perletakkan yang ditransfer ke kolom gabel di titik sambung dengannya sebagai beban terpusat: R2GH

= 26100 N




Halaman:

dari

halaman

Momen di seperempat bentang: MAy = 5.44 x 106 Nmm, di tengah bentang :MBy = 2.18 x 107 Nmm, dan di tiga perempat bentang : MCy = 5.44 x 106 Nmm. Lendutan rencana: δy

= 11.45 mm

8.5 Analisa terhadap Limit State Hasil analisa struktur atas GH di atas menunjukan bahwa GH dibebani terkombinasi aksial (tekan)geserlentur. GH, dengan demikian, adalah komponen terkombinasi aksial-geser-lentur maka profil yang diusukan akan dianalisa terhadap persamaan interaksi aksial-momen, dan persamaan kombinasi geser lentur. Profil usulan juga akan diperiksa terhadap limit state lendutan, sesuai yang dimintakan dalam lembaran penugasan. 8.5.1 Terhadap Persamaan Interaksi Aksial-Momen : [SNI 03 – 1729 – 2002 butir 11.3]

M Nu 8  M ux   uy N n 9  M nx M ny

   1,0 atau  

 M M Nu   ux  uy  2N n  M nx M ny

   1,0  

1. Analisa untuk Memperoleh Beban – Beban Rencana Analisa dimaksud telah dilakukan di bagian 8.4 dan memberikan beban – beban rencana berikut ini : Nu

= 33140.48 N

Mux

= 1.45 x 108 Nmm, dan

Muy

= 4.35 x 107 Nmm

2. Analisa untuk Memperoleh Tahanan – Tahanan Rencana ФNn, ФMnx dan ФMny

√

Lx

= 10000 mm

Lkx rx = ix

= 10000 (1)

= 10000 mm

= 113.3 mm (Tabel H-1)




Halaman:

dari

halaman

√ √

;[SNI-2002: pers.(7.6-1)]

Ly = 10000 mm Lky = 10000 (1) ry

= 10000 mm

= iy = 65.8 mm (Tabel H-1) √

λc

λc ≥1.2 maka :

= max (1.26 ; 2.16) = 2.16

ω =1.25λc2; [SNI – 2002: butir 7.6.2] 1.25 x 2.162 = 5.86 A = Ag = 13660 mm2 (Tabel H-1) Nn = 13660 x (400/5.86) = 9.33 x 105 N

(

)

Sx

= 2.07 x 106 mm3

Myx

= 400 (2.07 x 106) = 8.28 x 108 Nmm

Mbckl-x = bergantung kepada kekompakan dan kelangsingan penampang,yang dapat diketahui dengan membandingkan factor-faktor kelangsingan (λ, λp dan λr ); [SNI-2002 butir 8.2]. λ = max(λx;λy) λx

= Lx / ix

= (10000/113.3)

= 88.26

λy

= Ly / iy

= (10000/65.8)

= 151.98

λ

= max (88.26 ; 151.98) = 151.98 √

;[SNI-2002 pers (8.4-4a). karena factor kelangsingan untuk komponen

struktur ini dihitung berdasarkan panjang bentang seperti yang telah dilakukan di atas]




Halaman:

λp

dari

halaman

= 1.76 x (200000/400)0.5 = 39.35 √

; [SNI-2002: pers.(8.4-4.b), karena factor kelangsingan untuk komponen

struktur ini dihitung berdasarkan panjang bentang seperti yang telah dilakukan diatas] = 4.40 x (200000/400)0.5 = 98.39

λr

98.39 ≤ 151.98 Maka : λr ≤  , Maka penampang adalah penampang langsing dan Mbckl-x dihitung menurut persamaan: Mbckl-x =

( ) ; [SNI – 2002: butir 8.2.5]

Mr = Sx (fy-fr);[SNI-2002:butir 8.2.1.c] fr bergantung kepada metoda manufaktur profil baja,[SNI-2002;Tabel 7.5-1]. Karena profil Lip Channel umumnya dimanufaktur dengan cara cold-formed maka fr =70 MPa Sx Mr

= 2.07 x 106 mm3 = 2.07 x 106 x (400-70) = 6.83 x 108 Nmm

Mp = min (fy Zx ; 1.5 Mxy) fy . Zx = fy (1.14 Sx) = 400 (1.14 (2.07 x 106)) = 9.44 x 108Nmm [untuk profil WF Zx dapat diperkirakan sebagai 1.14Sx1] 1.5 Myx = 1.5 (8.28 x 108 )= 1.24 x 109 Nmm Mp = Min (9.44 x 108 ; 1.24 x 109 ) = 9.44 x 108 Nmm (

Mbckl-x = 9.44

)

= 2.86 x 108 Nmm

Mltb-x


panjang, yang dapat diketahui dari membandingkan L, Lp dan Lr satu terhadap yang lain; [SNI – 2002: butir 8.3]. L

= 10000 mm

Lx

= 10000 mm

Lp = 1.76 ry √ r y = iy

; [SNI – 2002: Tabel 8.3-2] = 65.8 mm (Tabel H-1)




Halaman:

dari

halaman

= 1.76 x 65.8 x (200000/400)0.5 = 2589.55 mm

Lp

⌊ ⌋√

√

; [SNI-2002: Tabel 8.3-2]

√ = 2.07 x 106 mm

S = Sx

; konstanta punter untuk penampang I1 J

= 1/3 (2 x 258(20.52)3 + 267(12.95)3)

J

= 1.68 x 106 mm4

A = 13660 mm2 √ fL = fy

-

fr

= 400 (

70 = 330 MPa

) ; Konstanta pilin-pilin untuk penampang I

H

= 267 mm

Iy

= 5.90 x 107 mm4 (2672 x 5.90 x 107)/4

Iw =

1.05 x 1012 mm6

= (

) √

√

Lr ≤ L ; 6715.54 ≤ 10000 ; Bentang komponen tergolong bentang menengah, maka Mltb dihitung menurut persamaan :

Mltb-x= Cb 

√

2.5M max

[SNI-2002: Butir 8.3-4]

12.5 M max  2.3  3M A  4M B  3M C

Mmaks = Mux

= 1.03 x108 Nmm




Halaman:

MA

= MAx

= 4.08 x107 Nmm

MB

= MBx

= 1.03 x108 Nmm

MC

= MCx

= 4.23 x107 Nmm

dari

halaman

Cb = 1.40 Mltb-x= √

= 4.93 x 108 Nmm < 9.44 x 108 Nmm Maka Mltb-x = 9.44 x 108 Nmm Mnx = min (8.28 x 108; 2.86 x 108; 4.93 x 108 ) = 2.86 x 108 Nmm

Mny = min (Myy;Mbckl-y;Mltb-y);[SNI-2002:pers.(8.1-1) Myy = fySy;[SNI-2002: butir 8.2.1] Sy =

7.41 x 105 mm [Tabel H-1]

= 400 x 7.41 x 105

Myy

= 2.96 x 108 Nmm

Mbckl-y bergantung kepada kekompakan dan kelangsingan penampang, yang dapat diketahui dengan membandingkan fakor-faktor kelangsingan (λ, λp dan λr);[SNI-2002 butir 8.2] λ = max ( λx

= Lx / ix

= (10000/113.3)

= 88.26

λy

= Ly / iy

= (10000/65.8)

= 151.98

λ

= max (88.26; 151.98)

= 151.98

√ ; [SNI-2002: pers.(8.4-4.a), Karena factor kelangsingan untuk komponen struktur ini dihitung berdasarkan panjang bentang, seperti yang telah dilakukan diatas] λp λp = 1.76 x (200000/400)0.5

= 39.35




Halaman:

√

dari

halaman

; [SNI-2002: pers. (8.4-4.b). Karena factor kelangsingan untuk komponen struktur ini dihitung berdasarkan panjang bentang seperti yang telah dilakukan di atas]

= 4.40 x (200000/400)0.5 = 98.39

λr

98.39 ≤ 151.98 Maka : λr ≤ , Maka penampang adalah penampang kompak dan Mbckl-x dihitung menurut persamaan: = Mr (λr / )2

Mbckl-y

Mr = Sy(fy-fy);[SNI-2002: butir 8.2.1.c] fr bergantung kepada metoda manufaktur profil baja; [SNI-2002: Tabel 7.5-1]. Karena profil Lip Channel umumnya daimanufaktur dengan cara coldformed maka: fr =70 MPa = 7.41 x 105 mm3

Sy Mr

= 7.41 x 105 x (400-70) = 2.44 x 108 Nmm

Mp = min (fy Zy ; 1.5 Myy) fy . Zy = fy (1.14 Sy) = 400 (1.14 (7.41 x 105)) = 3.38 x108 Nmm [untuk profil WF Zx dapat diperkirakan sebagai 1.14Sx1] 1.5 Myy = 1.5 (2.96 x 108)= 4.44 x 108 Nmm Mp = Min (3.38 x108; 4.44 x 108) = 3.38 x108Nmm = 2.44 x 108 (98.39/151.98)2

Mbckl-y

= 1.02 x 107 Nmm

Mltb-y bergantung pada apakah bentang komponen tergolong pendek, menengah atau panjang, yang dapat diketahui dari membandingkan L,Lp dan Lr satu terhadap yang lain;[SNI-2002;butir 8.3] L

= 10000 mm

Ly

= 10000 mm √ ;[SNI-2002: Tabel 8.3-2]

r y = iy Lp

= 65.8 mm (Tabel H-1)

= 1.76 x 65.8 x (200000/400)0.5 = 2589.55 mm * +√

√

;[SNI-2002: Tabel 8.3-2]




Halaman:

ry =

iy

dari

halaman

= 65.8 mm (Tabel H-1)

√ S

= Sy

7.41 x 105 mm

=

E = 200000 MPa; [SNI- butir 5.1.3] G = 80000 MPa; [SNI-2002;butir 5.1.3] ; konstanta punter untuk penampang I1

J = J

= 1/3 (2 x 258(20.52)3 + 267(12.95)3)

J

= 1.68 x 106 mm4

A

= 13660 mm2 √

fL

= fy

-

= 400

fr -

70

=

330 MPa

( ) ; konstanta pilin untuk penampang I H = 267 mm Iy = 1.75 x 108 mm4 Iw

=

(2672 x (1.75 x 108))/4

=

1.05 x 1012 mm6

(

)

√

√

Lp ≤ L ≤ Lr ; 2589.55 ≤ 10000 ≤ 16638.51 ; Bentang komponen tergolong bentang menengah, maka Mltb-y dihitung menurut persamaan :  ( L  L)  Mltb-y = Mn = Cb  M r  M p  M r  r   M p [SNI-2002: persamaan 8.3-2.b] ( Lr  Lp )   Cb 

2.5M max

12.5 M max  2.3  3M A  4M B  3M C

Mmaks = Muy

= 4.35 x107 Nmm




Halaman:

MA

= MAy

= 5.44 x 106 Nmm

MB

= MBy

= 2.18 x 107 Nmm

MC

= MCy

= 5.44 x 106 Nmm

Cb

= 2.38

dari

halaman

 (21149.05  10000)  Mltb-y = 2.382.44 x 10 8  3.38 x 10 8  2.44 x 10 8 M p ( 21149 . 05  2589 . 55 )  





= 3.80 x 108 Nmm > 3.38 x 108 Nmm Maka Mltb-y = Mp = 3.38 x 108 Nmm = min (2.96 x 108; 1.02 x 108; 3.38 x 108 Nmm)

Mny

= 1.02 x 108 Nmm = 0.85 (9.33 x 105)

ΦNn

= 7.93 x 105 N

ΦMnx = 0.90 (2.86 x 108)

= 2.58 x 108 Nmm

ΦMny = 0.90 (1.02 x 107)

= 9.22 x 107 Nmm

3. Analisa untuk Mencaritahu Keterpenuhan terhadap Persamaan Interaksi Aksial-Momen Rasio

Nu

 Nn

adalah

33140.48  4.18 x 10  2  0.20 : 5 7.93x 10

maka persamaan interaksi yang digunakan adalah:

 M M uy  Nu   1.00   ux  2  N n   M nx  M ny   1.03x 10 8 4.35 x 10 7 33140.48    2 x 7.93x 10 5  2.58 x 10 8 9.22 x 10 7  0.893  

  



1.00

1.00

Profil usulan memenuhi persamaan interaksi aksial-momen dengan rasio keterpenuhan: =

0.893 1.00

X 100% =

89.29 %




Halaman:

8.5.2

dari

halaman

Terhadap Persamaan Kombinasi Geser-Lentur:

M uy M ux V   0.625 u  1.375  M nx  M ny  Vn

[SNI 03 – 1729 – 2002 butir 8.4.3]

1. Analisa untuk Memperoleh Beban Rencana Vu : Analisa untuk maksud ini telah dilakukan di bagian 8.4 dan memberikan:

Vux = 98807.68 N dan Vuy = 26100 N. Gaya geser rencana Vu dapat ditentukan : Vu  Vux  Vuy  (98807.68) 2  (26100) 2  2

2

1.02 x 10 5 N

2. Analisa untuk Memperoleh Tahanan Rencana ФVn Vn

= 0.9 ; [SNI - 2002: pers. (8.8-1) dan Tabel 6.4-2]

Vn ; bergantung pada perbandingan tinggi (h) terhadap tebal pelat (t w); [SNI - 2002: butir 8.8]. h = H-2t H =

267 mm [Tabel H-1]

t

=

20.52 mm

h

=

267 – 2(20.52) = 225.96 mm

tw =

d

= 12.95 mm [Tabel H-1]

h / tw = 225.96 / 12.95

a kn

= 17.45

= 10000 mm = 5 + (5 / (10000/225.96)2) = 5.0

√ = 1.10 x ((5.00 x 200000)/400)0.5 = 55.01

√ = 1.37 x ((5.00 x 200000)/400)0.5 = 68.52




Halaman:

dari

halaman

Ini memberikan: 17.45 ≤ 55.01 yang berarti

Maka



Vn

kn E fy

h < 1.10 tw

0.6 f y Aw

; [SNI  2002 : butir 8.8.3]

Aw = ( H - 2t ) d H

= 267 mm

t

= 20.52 mm

d

= 12.95 mm

Aw

= (267 – 2(20.52))x12.95 = 2926 mm2

Vn

= 0.6 x 400 x 2926 =

7.02 x 105 N

Tahanan – tahanan rencana, dengan demikian, adalah: = 0.9 x 7.02 x 105

ΦVn

= 6.32 x 105 N

3. Analisa untuk Mencaritahu Keterpenuhan terhadap Persamaan Kombinasi Geser Lentur Persamaan kombinasi geser-lentur adalah : M uy M ux V   0.625 u 1.375  M nx  M ny  Vn

1.03x 10 8 4.35 x 10 7 1.02 x 10 5    0.625 2.58 x 10 8 9.22 x 10 7 6.32 x 10 5



1.00





1.375

0.97

Profil usulan memenuhi persamaan kombinasi geser-lentur dengan rasio keterpenuhan: 0.97 1.375

=

8.5.3

x

100% =

70.77 %

Terhadap Limit State Lendutan: δ < δn ; [SNI 03 – 1729 – 2002 butir 6.4.3] 1. Analisa untuk Memperoleh Lendutan Rencana Analisa untuk memperoleh lendutan telah dilakukan dalam bagian 8.4, dan memberikan: δx = 22.09 mm (ke bawah) dan δy = 11.45 mm (ke dalam bangunan, tegak lurus dinding) √ 2. Analisa untuk Memperoleh Lendutan Batas δn

= 1/360 Lmaks ; [SNI-2002 Tabel 6.4-1]

δn

= 1/360 x 10000 = 27.78 mm




Halaman:

dari

halaman

3. Analisa untuk Mencaritahu Keterpenuhan Limit State Lendutan Terhadap Limit State: δu <δn , ternyata 24.88 < 27.78 (Terpenuhi) maka, profil usulan pertama memenuhi limit state lendutan, dengan rasio keterpenuhan : =

24.88 27.78

X 100% =

89.57 %

8.6 Hasil Desain Profil usulan pertama memenuhi semua limit-state yang ditinjau maka profil cukup kuat. Di samping itu rasio maksimum keterpenuhan limit-state profil usulan ini adalah: max (89.29% ; 70.77% ; 89.57 %) = 89.57% > 60%; yang menandakan bahwa profil usulan optimal. Dengan demikian profil 10’ WF 10 x 10 dapat dipakai untuk gird horizontal pada struktur dinding memanjang.




Halaman:

I.

dari

halaman

DESAIN IKATAN ANGIN PADA DINDING MEMANJANG

Depan

Belakang

5.00 m 5.00 m

10.00 m

10.00 m

10.00 m

10.00 m

10.00 m

Gambar I-1. Idealisasi Struktur Dinding Memanjang 9.1.Data Data yang relevan untuk desain ikatan angin pada struktur dinding memanjang adalah: 1) Panjang: √

= 11180.34 mm = 11.18 m

2) Di kedua ujung dipasang jarum keras untuk pengencangan.

9.2.Profil Usulan Profil usulan adalah Ø 10 mm. Data dimensional penampang profil ditunjukkan dalam Tabel I-1 Tabel I-1. Data Dimensional Penampang Profil Usulan 1 Ø 10 mm Kekuatan Material : fy = 400 Mpa Ø A (mm) (mm2) 10 78.54 9.3. Pembebanan dan Analisa Struktur Pembebanan dan analisa struktur untuk desain ikatan angin ini telah dilakukan di bagian 8.3 dan 8.4 sehingga tidak akan diulangi di sini. Hasil analisa tersebut memberikan besar gaya dalam yang terjadi pada ikatan angin: Tu = 27180.56 N (Tarik)

9.4. Analisa Terhadap Limit State Analisa struktur di atas menyatakan bahwa ikatan angin atap adalah komponen aksial tarik. Profil usulan, dengan demikian, akan dianalisa terhadap limit - state kuat penampang dan kelangsingan.




Halaman:

9.4.1

dari

halaman

Terhadap Limit State Kuat Penampang: Tu ≤ Ø Tn ; [SNI 03 – 1729 – 2002 pasal 10] (1). Analisa untuk Memperoleh Beban Rencana Tu Beban rencana (Tu): Tu = 27180.56 N (2). Analisa untuk Memperoleh Tahanan Rencana Ø Tn Ø = 0.9 ; [SNI-2002 butir 10.1] Tn = Ag fy Ag = 78.54 mm2 [A pada Tabel I-1] Tn =78.54 x 400 = 31416 N Ø Tn = 0.9 x 31416 = 28274.40 N (3). Analisa untuk Mencaritahu Keterpenuhan Limit State Kuat Penampang 27180.56 ≤ 28274.40 N

Profil usulan memenuhi limit state kuat penampang, dengan rasio keterpenuhan:

9.4.2



9.5. Hasil Desain Profil usulan memenuhi semua limit-state yang ditinjau. Rasio keterpenuhan limit-state profil ini adalah 96.13 %, lebih dari rasio optimal minimum yaitu 60%. Dengan demikian Profil Ø 10 mm cukup kuat dan dapat dipakai sebagai profil untuk ikatan angin pada struktur dinding memanjang.




Halaman:

dari

halaman

J. DESAIN STRUKTUR UTAMA 10.1.Penetuan Portal Gabel Representatif Rangka Gebel Belakang dengan pengaku struktur dinding melintang

Rangka Gebel Dalam dengan pengaku struktur dinding melintang

Rangka Gebel Dalam dengan pengaku struktur dinding melintang

Rangka Gebel

Rangka Gebel

Rangka Gebel

Rangka Gebel

Rangka Gebel

Rangka Gebel

Rangka Gebel

Rangka Gebel

50.00 m

10.00 m

1

10.00 m

2

10.00 m

3

Struktur Pengaku Dinding Memanjang

4

10.00 m

5

10.00 m

6

Rangka Gebel Belakang dengan pengaku struktur dinding melintang

17.50 m

17.50 m

17.50 m

17.50 m

70.00 m

Gambar J-1 Penomoran Portal Gabel Berdasarkan Gambar J-1 diatas, akan di lakukan analisa terhadap struktur utama dalam perencanaan kostruksi baja ini. Berdasarkan pembebanan yang ada, maka akan di desain 2 portal gabel yang utama yaitu: 1. Desain portal gabel 1. Desain portal ini mewakili portal gabel 6. Desain portal ini selanjutnya akan di sebut sebagai desain portal gabel eksterior 2. Desain portal gabel 2. Desain portal ini mewakili portal gabel 1, 2, 3, 4 dan 5. Desain portal ini selanjutnya akan di sebut sebagai desain portal gabel interior Portal gabel terdiri atas kolom dan rafter, oleh karena itu akan di desain masing-masing kolom dan rafter eksterior serta kolom dan rafter interior. Desain struktur utama di bagi menjadi 2 bagian karena terdapat 2 pembebanan berbeda yang membebani portal gabel.




Halaman:

dari

halaman

10.2. Desain Gabel Eksterior 10.2.1. Data (i) Panjang rafter

= 18.21 m = 18210 mm

(ii) Sudut kemiringan rafter

= 160

(iii) Panjang gording

= 10 m = 10000 mm

(iv)

= 10 m = 10000 mm

Panjang kolom

(v) Profil usulan Rafter Tabel J-1 Usulan profil rafter eksterior dapat juga dilihat pada Lampiran 16 10’ WF 10 X 10 (72.92 kg/m’)

Kekuatan material : fy = 400 MPa

B

H

d

t

r

A

Ix

Iy

ix

iy

Sx

Sy

mm

mm

mm

mm

mm

mm2

mm4

mm4

mm

mm

mm3

mm3

254

254

8.64

14.17

12.7

9290

1.14 x 108

3.87 x 107

110.5

64.5

8.95 x 105

3.05 x 105

(vi) Profil usulan Kolom Tabel J-2 Usulan profil kolom eksterior dapat juga dilihat pada Lampiran 16 12’ WF 12 X 12 (126.5 kg/m’)


B

H

d

t

r

A

Ix

Iy

ix

iy

Sx

Sy

mm

mm

mm

mm

mm

mm2

mm4

mm4

mm

mm

mm3

mm3

307

318

15.57

20.22

15.2

17460

3.28 x

107 x

6.92 x

108

78.2

2.05 x

108

137.2

106

105

10.2.2. Pembebanan Portal Gabel yang mewakili desain ini adalah portal gabel 1. Pembebanannya dapat di lihat dalam Gambar J-2 berikut




Halaman:

ihak

angin

Qx dip

Qy

Qy

Qy

Qy 18.21 m

Qy

Qy

Qy

2.50

Qy Qy Qy

Qy

Qy

m 2 .50

elaka ng an gin

Qy

Qy Qy

Qy

Qy

Qx dib

Qy

angin

Qy Qy

m 2 .50 m

Qy

2.50 m

2.40 m 2.40 m 2.40 m

Qy

2.50 m

2.50

R2GH

P4

Qy

m 2 .50 m

P3

R2GH

Qx-2

P2

QGV-x

QGV-x

R2GH

Qx-4

elaka ng

Qy

Qx-3

Qy

35.00 m

35.00 m (a)

Pkolom

P1

P2

P3

P1

Qx-1

QGV-x

Qy

Qy Qy

halaman

QGV-x

Qy

R2GH

Qx dib

Qy

in

k ang

iha Qx dip

dari

P4

P5

P6

P7

(b )

P8

P9

P10

P11

P12

P13 Pkolom

(c)

Gambar J-2 Pembebanan Pada Gabel Eksterior. (a) Beban Angin Pada Atap, Beban Pada Gording, Beban Angin Pada Dinding Memanjang, dan Beban Tembok Pada Dinding Memanjang Yang Membebani Portal Gabel Eksterior Representatif. (b) Beban Angin dan Tembok Pada Dinding Melintang Yang Membebani Kolom Dari Portal Gabel Eksterior Representatif. (c) Beban Angin Pada Dinding Melintang Yang Membebani Rafter Dari Portal Gabel Eksterior Representatif

Beban-beban ini bekerja pada masing-masing kolom dan rafter dari portal gabel eksterior ini. Sehingga berdasarkan Gambar J-2 diatas, maka beban yang bekerja pada rafter dan kolom adalah sebagai berikut:

A. Beban Pada Rafter A.1.

Pada Sumbu x Penampang Rafter Beban yang bekerja pada sumbu x penampang rafter adalah sebagai berikut:  Beban Angin dan Beban Mati Kedua beban ini telah di hitung pada BAB 3, yaitu pada butir 3.3.3.1. Beban yang akan di gunakan dalam perencanaan Rafter ini harus di ambil dari 2 kombinasi pembebanan yang telah di hitung yaitu 

Persamaan (6.2-1): 1.4 Dx 1,4 Dx = 1.4 (616.19) = 862.67 N



Persamaan (6.2-3): 1.2D + 1.6(La atau H) + (γL atau 0.8W)




Halaman:

-

dari

halaman

Di pihak angin 1.2Dx +1.6Hx + 0.8W = 1.2(616.19) +1.6(627.51) + 0.8(2800) = 3983.45 N/m’.

Dari 2 persamaan di atas diambil yang maksimum, sehingga -

Beban dipihak angin (Qx) = Max (862.67 ; 3983.45) = 3983.45 N/m’

Reaksi perletakan yang di transfer ke rafter adalah -

A.2.

Beban dipihak angin (Qx)

= ½ QL = ½ (2983.45)(10) = 19917.26 N

Pada Sumbu netral Penampang Rafter Beban yang bekerja pada sumbu netral penampang rafter adalah sebagai berikut:  Beban Mati Beban ini telah di hitung terhadap kombinasi pembebanannya pada BAB 3, yaitu pada butir 3.3.3.2. besarnya beban ini adalah Qy = 499.93 N/m’ Reaksi perletakan yang di transfer ke rafter telah di hitung dalam BAB 3 yaitu pada butir 3.4 serta telah di hitung juga dalam Lampiran 6 besarnya beban ini adalah Qy = Vuy = 1559.01 N

A.3.

Pada Sumbu y Penampang Rafter Rafter juga di bebani pada sumbu y penampang rafter yang di induksi dari girdgird vertikal struktur dinding melintang yang telah dihitung pada Lampiran 7, beban ini di tunjukkan pada Gambar J-2 (c) diatas. Besarnya beban-beban diatas di tunjukkan dalam tabel J-3 berikut.




Halaman:

dari

halaman

Tabel J-3 Besar beban (dalam Newton) pada Penampang Sumbu y Rafter Gaya Pkolom P1 P2 P3 P4 P5 P6 Pkolom P7 P8 P9 P10 P11 P12 Pkolom

Beban Transfer (N) 931.95 2057.40 2315.70 2574.00 2574.00 2315.70 2057.40 1863.90 2057.40 2315.70 2574.00 2574.00 2315.70 2057.40 931.95

B. Beban Pada Kolom B.1.

Pada Sumbu x Penampang Kolom Beban yang bekerja pada sumbu x penampang kolom adalah sebagai berikut: a. Di pihak angin Beban di pihak angin ini telah dihitung pada BAB 8 pada butir 8.4.2 yang menghasilkan beban terpusat akibat beban angin yang membebani gird horizontal pada dinding memanjang, kemudian di bebani pada kolom sebesar R2GH = 26100 N Terdapat juga beban merata linear yang merupakan ekivalensi dari beban merata segitiga seperti pada gambar berikut




Halaman:

dari

halaman

QGV-x2

R2-GH

QGV-x1

R2-GH

(a)

(b)

Gambar J-4. Daerah Tributaries Yang Di Ekivalenkan Menjadi Beban Merata Linear

Beban merata ini di hitung menggunakan koefiesien beban angin sebesar 0.9 (PPI 1983 butir 4.2.(2) dan Tabel 4.3.(1) a) sehingga beban angin di pihak angin adalah: 0,9 (40) = 36 kg/m2 = 360 N/m2 ; Daerah tributaries yang di ekivalenkan menjadi beban merata linear adalah

Wsegitiga-1 = 1/3 QwL1, sehingga L1 = 5 m Wsegitiga-1 = 1/3 (360) x 5 = 600 N/m = 600/1000 = 0.60 N/mm Wsegitiga-2 = 1/3 QwL2 L2 = 5 m Wsegitiga-2 = 1/3 (360) x 5 = 600 N/m




Halaman:

dari

halaman

= 600/1000 = 0.60 N/mm Sama seperti GH, GV, kolom gabel pun dibebani dua tributaris segitiga, yang satu pada dinding di sebelah kiri dan yang lain pada dinding di sebelah kanannya. Beban melalui kedua tributaries ini (WGV), dengan demikian, adalah:

2Wsegitiga1

 2 (0.60)

 1.20 N / mm

2Wsegitiga 2

 2(0.60)

 1.20 N / mm

Beban di atas akan di hitung menurut kombinasi pembebanan yang dianjurkan persamaan 6.2-1 s/d 6.2-6 pada SNI-2002 sehingga beban merata linear di atas menjadi 1. Persamaan (6.2-4): 1,2D + 1,3WGH + 0,5(La atau H) QGv-x atas

= 1.2(0) +1.3(1.2) + 0,5(0) = 1.56 N/mm’

QGv-x bawah = 1.2(0) +1.3(1.2) + 0,5(0) = 1.56 N/mm’ Kombinasi yang lain tidak diperhatikan karena tidak relevan dengan pembebanan ini atau memberikan hasil hitung yang lebih kecil. Beban terpusat dan merata ini dapat di lihat pada Gambar J-2 (a) di atas.

b. Di belakang angin Beban di belakang angin ini di hitung menurut Gambar J-5 berikut




Halaman:

5.00 m

5.00 m

QGV-x

5.00 m QGH-y

halaman

QGV-x

5.00 m

dari

6.00 m 2.00 m

2.00 m

10.00 m

10.00 m

(a)

(b)

Gambar J-5 Beban Angin Yang Membebani Dinding Memanjang

Gambar J-5 menunjukkan tributaris dan penghitungan pembebanan oleh tiupan angin. Beban yang ditimbulkan terpaan angin di belakang angin (Qw) adalah : 0.9 (40) = 36 kg/m = 360 N/m2; [PPI 1983 butir 4.2.(2) dan 4.3.(1)a] Qw bekerja pada seluruh bidang tembok. Qw yang dipikul oleh GHtengah adalah daerah tributaris berbentuk trapesium sementara yang dipikul oleh GV adalah yang menerpa daerah tributaris berbentuk segitiga (Gambar J5(a)). Daerah tributaris GHtengah adalah yang paling besar dari antara tributaris – tributaris untuk GH maka perhitungan akan dilakukan pada GHtengah (Gambar J-5(a)). Beban merata ekivalen yang berasal dari tributaris trapesium akan disebut Wtrapesium. Sehingga: Wy-trapesium 1 = Qw x X4 x (L1/L22) Qw = 360 N/m2 X4 = 2L2X1 - L1X2 - X3 L1 = 2 m (2) = 4 m L2 = 10.0 m




Halaman:

dari

halaman

X1 = L2 - 0.5L1 = 10 – 0.5 (4) = 8 X2 = 1/2L2 - 1/3L1 = 1/2(10) - 1/3(4) = 3.67 X3 = L2 - L1 = 10 – 4 = 6 X4 = 2 (10)(8) - (4)(3.67) - (6)

=

139.32

Wy-trapesium 1 = 360 x 139.32 x (4/102) = 2006.21 N/m Wy-trapesium 2 = Qw x X4 x (L1/L22) Qw = 360 N/m2 X4 = 2L2X1 - L1X2 - X3 L1 = 2 m (2) = 4 m L2 = 10.0 m X1 = L2 - 0.5L1 = 10 – 0.5 (4) = 8 X2 = 1/2L2 - 1/3L1 = 1/2(10) - 1/3(4) = 3.67 X3 = L2 - L1 = 10 – 4 = 6 X4 = 2 (10)(8) - (4)(3.67) - (6)

=

139.32

2

Wy-trapesium 2 = 360 x 139.32 x (4/10 ) = 2006.21 N/m Total dari beban angin adalah : = 2006.21 + 2006.21 = 4012.42 N/m’ = 4.01 N/mm’ QGH yaitu beban lentur rencana pada GHtengah ditentukan menurut kombinasi pembebanan yang dianjurkan persamaan (6.2-1 s/d 6.2-6) SNI-2002 atas WGH. Persamaan (6.2-4): 1,2D + 1,3WGH + 0,5(La atau H) QGH = 1.2(0) +1.3(4.01) + 0.5(0) = 5,22 N/mm’ Kombinasi yang lain tidak diperhatikan karena tidak relevan dengan pembebanan ini atau memberikan hasil hitung yang lebih kecil daripada QGH. QGH membebani gird horizontal terhadap sumbu minor (sumbu y) penampangnnya maka akan disebut QGH-y, sehingga pada Gambar J-5 (b): QGH− y = 5.22 N/mm’ Selanjutnya Reaksi perletakan yang di transfer ke kolom portal gabel adalah: R2GH = ½ QL = ½ (5.22)(10000) = 26100 N Gaya ini bekerja pada kolom seperti pada Gambar J-2 di atas.




Halaman:

dari

halaman

Terdapat juga beban merata linear yang merupakan ekivalensi dari beban merata segitiga seperti pada gambar J-5 di atas. Beban ini bekerja pada kolom sebagai beban merata linear, sehingga daerah tributaries yang di ekivalenkan menjadi beban merata linear adalah

Wsegitiga-1 = 1/3 QwL1, sehingga L1 = 5 m Wsegitiga-1 = 1/3 (360) x 5 = 600 N/m = 600/1000 = 0.60 N/mm

Wsegitiga-2 = 1/3 QwL2 L2 = 5 m Wsegitiga-2 = 1/3 (360) x 5 = 600 N/m = 600 /1000 = 0.60 N/mm


= 1.2(0) +1.3(0.60) + 0,5(0) = 0.78 N/mm’

QGv-x bawah = 1.2(0) +1.3(0.60) + 0,5(0) = 0.78 N/mm’ Kombinasi yang lain tidak diperhatikan karena tidak relevan dengan pembebanan ini atau memberikan hasil hitung yang lebih kecil. Beban terpusat dan merata ini dapat di lihat pada Gambar J-5 (a) di atas.

B.2.

Pada Sumbu netral Penampang Kolom Beban yang bekerja pada sumbu netral kolom ini adalah beban yang di akibatkan oleh karena berat dari pasangan dinding bata yang membebani dinding memanjang dan dinding melintang, besarnya beban-beban ini adalah Dari tembok dinding melintang: Beban tembok ini telah di hitung pada BAB 6 yaitu pada butir 6.3.1 yaitu




Halaman:

dari

halaman

R1GH = 4.36 x 104 N Dari tembok dinding memanjang: Beban tembok ini telah di hitung pada BAB 8 yaitu pada butir 8.4.1 yaitu RGH1 = 98807.68 N Beban-beban di atas dapat di lihat pada Gambar J-2 di atas B.3.

Beban Pada Sumbu y Penampang Kolom Beban-beban ini telah di hitung pada BAB 8 butir 8.3.3 besar masing-masing beban ini adalah sebagai berikut Q’x1 = 1/3 (Qx1) = 1/3 (0.78)

= 0.26 N/mm

Q’x2 = 1/3 (Qx2) = 1/3 (0.78)

= 0.26 N/mm

Q’x3 = 1/3 (Qx3) = 1/3 (0.78)

= 0.26 N/mm

Q’x4 = 1/3 (Qx4) = 1/3 (0.78)

= 0.26 N/mm

P1 = 1/3 (R2GH + HAtas) = 1/3 (8000 + 4.32x104) = 17066.67 N P2 = 1/3 (R2GH) = 1/3 (8000)

= 2666.67 N

P3 = 1/3 (R2GH) = 1/3 (8000)

= 2666.67 N

P4 = 1/3 (R2GH) = 1/3 (8000)

= 2666.67 N

P5 = 1/3 (HBawah) = 1/3 (4.27x104)

= 14233.3 N

Beban-beban di atas dapat di lihat pada Gambar J-2 di atas

10.2.3. Analisa Struktur 10.2.3.1.

Rafter

Untuk perencanaan rafter pada struktur utama eksterior yaitu portal nomor 6, hasil analisa dapat dilihat pada Lampiran 17. Dari hasil analisa tersebut, memberikan gayagaya dalam rencana sumbu-x sebagai berikut : Mux

= 2.02 x 108 Nmm

MAx

= 2.15 x 107 Nmm

MBx

= 9.07 x 107 Nmm

MCx

= 1.50 x 108 Nmm

Vux

= 29385.68 N

Nu

= 34817.81 N

δx

= 17.340 mm




Halaman:

dari

halaman

Dari Hasil analisa pada Lampiran 17, memberikan gaya-gaya dalam rencana sumbu-y sebagai berikut:

10.2.3.2.

Muy

= 1.30 x 107 Nmm

MAy

= 1.61 x 106 Nmm

MBy

= 5.93 x 106 Nmm

MCy

= 1.32 x 106 Nmm

Vuy

= 4271.46 N

δy

= 16.05 mm

Kolom

Untuk perencanaan rafter pada struktur utama ekterior yaitu portal nomor 6, hasil analisa dapat dilihat pada Lampiran 17. Dari hasil analisa tersebut, memberikan gayagaya dalam rencana sumbu-x sebagai berikut : Mux

= 3.59 x 108 Nmm

MAx

= 1.09 x 108 Nmm

MBx

= 5.99 x 106 Nmm

MCx

= 1.72 x 108 Nmm

Vux

= 76947.41 N

Nu

= 43490.55 N

δx

= 11.17 mm

Dari Hasil analisa pada Lampiran 17, memberikan gaya-gaya dalam rencana sumbu-y sebagai berikut: Muy

= 5.65 x 107 Nmm

MAy

= 1.08 x 107 Nmm

MBy

= 3.33 x 107 Nmm

MCy

= 1.08 x 107 Nmm

Vuy

= 27900 N

δy

= 9.33 mm




Halaman:

dari

halaman

10.2.4. Desain Rafter 10.2.4.1.

Analisa Terhadap Limit State

Hasil analisa struktur atas rafter di atas menunjukkan bahwa rafter dibebani terkombinasi aksial (tekan) dan geser lentur. Rafter dengan demikian adalah komponen terkombinasi aksial-geser-lentur maka profil yang diusulkan akan dianalisa terhadap persamaan interaksi aksial-momen dan persamaan kombinasi geser-lentur. Profil usulan juga akan diperiksa terhadap limite state lendutan, sesuai yang dimintakan dalam lembaran penugasan.

10.2.4.1.1. Terhadap Persamaan Interaksi Aksial-Momen (1). Analisa Untuk Memperoleh Beban-Beban Rencana Analisa dimaksud telah dilakukan dan memberikan beban-beban rencana sebagai berikut : Nu = 34817.81 N Mux = 2.02 x 108 Nmm Muy = 1.3 x 107 Nmm (2). Analisa Untuk Memperoleh Tahanan-Tahanan Rencana φNn dan φMnx Φ

= 0.85

N n  Ag

[SNI-2002:butir 11.3]

fy

[SNI-2002:butir 7.6.2]  Ω bergantung pada faktor tekuk λc λc

= max (λcx; λcy)

; [bergantung pada faktor tekuk c]

c  max (cx ; cy )

cx 

1 Lkx  rx

fy E

; [SNI – 2002: pers (7.6-1)]

Lkx = kx Lx Lx = 5020 mm kx = 1 ; [kedua ujung adalah sendi] Lkx = 1(5020) = 5020 mm rx = ix = 110.5 mm (Tabel J-1) √




Halaman:

cy 

1 Lky  ry

fy E

dari

halaman

; [SNI – 2002: pers (7.6-1)]

Lky = ky Ly ky = 1 ; [kedua ujung adalah sendi] Lky

Ly= 2500 mm = 1(2500) = 2500 mm

ry = iy = 64.5 mm (Tabel J-1) √

λc

= max (0.64; 0.55) = 0.64

Untuk 0.25 ≤ λc ≤ 1.2 maka : ω=

=

= 1.22

A = Ag = 9290 mm2 (Tabel J-1) Nn = 9290 x (400/1.22)

= 3.04 x 106 N


Sx = 8.95 x 105 mm3 Myx = 400 (8.95 x 105 ) = 3.58 x 108 Nmm Mbckl-x bergantung kepada kekompakan dan kelangsingan penampang diketahui dengan membandingkan faktor-faktor kelangsingan (, p, dan r) ; [SNI – 2002 butir 8.2]

 = max (x; y) λx = Lx / ix = (5020/110.5) = 45.43 λy = Ly / iy = (2500/64.5) = 38.76 λ = max (45.43; 38.76)

= 45.43




Halaman:

 p 1,76

dari

halaman


komponen struktur ini dihitung berdasarkan panjang bentang, seperti yang telah dilakukan di atas] √

r  4,40

E ; [SNI-2002: pers. (8.4-4.b), karena faktor kelangsingan untuk fy

komponen struktur ini dihitung berdasarkan panjang bentang, seperti yang telah dilakukan di atas] √ 39.35 < 45.43 < 98.38 Maka : λp < λ < λr, Maka penampang adalah penampang tak kompak dan Mbckl-x dihitung menurut persamaan : (

Mbckl-x = Mr

)

= Sx x (fy – fr) = 8.95 x 105 x (400 – 70)

Mr

= 2.95 x 108 Nmm

Mp

= Min (fy.Zx ; 1.5 Myx) fy.Zx = 400 (1.14 x 8.95 x 105) = 4.08 x 108 Nmm 1.5 Myx = 1.5 (8.95 x 105) = 5.37 x 108 Nmm

Mp

= Min (4.08 x 108 ; 5.37 x 108) = 4.08 x 108 Nmm

Mbckl-x =

(

) =3.96 x 108 Nmm

Mltb-x bergantung pada apakah bentang komponen tergolong pendek, menengah atau panjang, yang dapat diketahui dari membandingkan L, Lp dan Lr satu terhadap yang lain; [SNI – 2002: butir 8.3].




Halaman:

dari

halaman

Lx = 5020 mm Ly = 2500 mm

E ; [SNI – 2002: Tabel 8.3-2] fy

L p  1.76ry ry

=

L p  1.76ry

Lr  ry

iy

E fy

= 64.5 mm (Tabel J-1)

 1.76 (64.5)

200000  2538.88mm 400

X1 1  1  X 2 fL2 fL

X1 



EGJA 2

S

S = Sx = 8.95 x 105 mm3 E = 200000 MPa G = 80000 MPa J= 1/3 x 2Bt3 + Hd3 = 1/3 x 2(254)(14.17)3 + 254(8.643) = 536391 mm4 A= 9290 mm2 X1 

 S

200000 x 80000 x(536391) x 9290  22153.83mm 2

EGJA 3.14  2 8.95 x 10 5

fL = fy-fr = 400 – 70 = 330 MPa 2

 S  Iw X 2  4 x   GJ  I y

3.87 x 107 mm4

Iy =

Iw = (2542 x 3.87 x 107)/4 = 6.24 x 1011 mm6 maka (

) √

√




Halaman:

dari

halaman

2538.38 < 5020 < 7517.20, Lp < L < Lr ; Bentang komponen tergolong bentang menengah, maka Mltb-x dihitung menurut persamaan :  ( Lr  L)  Mltb-x= Mcr ≤ Mp = Cb Mr  ( Mp  Mr )  [SNI-2002: Persamaan 8.3-2.b] ( Lr  Lp  

Cb 

2,5M max

12,5 M max  2,3  3M A  4M B  3M C

Mmaks

= Mux = 2.02 x 108 Nmm

MAx

= 2.15 x 107 Nmm

MBx

= 9.07 x 107 Nmm

MCx

= 1.50 x 108 Nmm 12,5 (2.02 x 108)

Cb =

2.5(2.02 x 108) + 3(2.15 x 107) + 4(9.07 x 107 ) + 3(1.50x 108) Cb = 1.83  (7517.20  5020)  Mltb-x = 1.83 2.95 x 10 8  (2.95 x 10 8  4.08 x 10 8 ) (7517.20  2538.38  

= 7.47 x 108 > 4.08 x 108, Mcr ≥ Mp maka Mltb-x = 4.08 x 108 Nmm Mnx = min (Myx ; Mbckl-x ; Mltb-x) ; [SNI-2002 pers 8.1-1] Mnx = min (3.58 x 108; 3.96 x 108; 4.08 x 108)

= 3.58 x 108 Nmm

Mny = min (Myy ; Mbckl-y ; Mltb-y) ; [SNI-2002 pers 8.1-1] Sy = 3.05 x 105 mm3 ; [Tabel J-1] Myy = 400(3.05 x 105) = 1.22 x 108 Nmm Mbckl-y bergantung kepada kepada kekompakan dan kelangsingan penampang, yang dapat diketahui dengan membandingkan faktor – faktor kelangsingan (, p, dan r) satu terhadap yang lain ; [SNI-2002 butir 8.2].

 = max (x ; y) λx = Lx / ix = (5020/110.5) = 45.43




Halaman:

dari

halaman

λy = Ly / iy = (2500/64.5) = 38.76 λ = max (45.43; 38.76)

 p 1,76

= 45.43

E ; [SNI-2002: pers. (8.4-4.a), karena factor kelangsingan untuk fy

komponen struktur ini dihitung berdasarkan panjang bentang, seperti yang telah dilakukan di atas] λp= 1,76 x (200000/400)0.5 = 39.35

r  4,40


komponen struktur ini dihitung berdasarkan panjang bentang, seperti yang telah dilakukan di atas] √ 39.35 < 45.43<

Maka :

λp < λ < λr, Maka penampang adalah penampang langsing dan Mbckl-x dihitung menurut persamaan : (

Mbckl-y =

)

Mr = S y (fy – fr) =3.05 x 105 x (400 – 70) Mr = 1.01 x 108 Nmm Mp = Min (fy.Zy ; 1.5 Myy) fy.Zy = 400 (1.14 x 3.05 x 105) = 1.39 x 108 Nmm 1.5 Myy = 1.5 (1.22 x 108) = 1.83 x 108 Nmm Mp = Min (1.39 x 108; 1.83 x 108) = 1.39 x 108 Nmm Mbckl-y =

(

)=1.35 x 108 Nmm




Halaman:

dari

halaman

Mltb-y bergantung pada apakah bentang komponen tergolong pendek, menengah atau panjang, yang dapat diketahui dari membandingkan L, Lp dan Lr satu terhadap yang lain; [SNI – 2002: butir 8.3]. ry = iy = 64.5 (Tabel J-1) Lx = 5020 mm Ly = 2500 mm ry

=

iy

E 200000  1.76 (64.5)  2538.38mm fy 400

Lp  1.76ry Lr  ry

= 64.5 mm (Tabel J-1)

X1 1  1  X 2 fL2 fL

X1 



EGJA 2

S

S = Sy = 3.05 x105 mm3 E = 200000 MPa G = 80000 MPa J = 1/3 x 2Bt3 + Hd3 = 1/3 x 2(254)(14.17)3 + 254(8.643) = 536391.27 mm4 A = 9290 mm2 X1 

 S

EGJA 3.14  2 3.05 x 10 5

200000 x 80000 x 536391.27 x 9290  65044.17mm 2

fL= fy - fr = 400 – 70 = 330 MPa 2

 S  Iw X 2  4 x   GJ  I y

Iy

= 3.87 x 107 mm4

Iw = 2542 x 3.87 x 107)/4 = 6.24 x 1011 mm6 Maka (

)




Halaman:

√

dari

halaman

√

2500 < 2538.38, L < Lp; Bentang komponen tergolong bentang pendek, maka Mltb-y dihitung menurut persamaan : Mltb-y = Mp = [SNI-2002: Persamaan 8.3-2.a] Mltb-y = 1.39 x 108 Nmm Mny = min (1.22 x 108 ; 1.35 x 108 ; 1.39 x 108) = 1.22 x 108 Nmm (3). Analisa Untuk Mencaritahu Keterpenuhan Terhadap Persamaan Interaksi AksialMomen Rasio

Nu adalah N n

Maka analisa terhadap persamaan interaksi aksial-momen dilakukan dengan menggunakan persamaan  M M uy Nu   ux   2N n  M nx M ny

   1,0 ; [SNI 03 – 1729 – 2002 butir 11.3]  

(

)

0.7518 ≤ 1.00 Profil usulan memenuhi persamaan interaksi aksial-momen dengan rasio keterpenuhan:

10.2.4.1.2. Terhadap Persamaan Kombinasi Geser Lentur

(1). Analisa untuk Memperoleh Beban Rencana Vu Vu

=

Vux  Vuy  (29385.68) 2  (4271.46)  29694.50 N 2

2

(2). Analisa untuk Memperoleh Tahanan Rencana ФVn ΦVn

= 0.9 Vn; [SNI - 2002: pers. (8.8-1) dan Tabel 6.4-2]




Halaman:

dari

halaman

Vn ; bergantung pada perbandingan tinggi (h) terhadap tebal pelat (t w); [SNI - 2002: butir 8.8].

H = 254 mm [Tabel J-1] t = 14.17 mm h = 254 – 2(14.17) = 225.66 mm tw = d = 8.64 mm [Tabel J-1] h / tw = 225.66/ 8.64 = 15.9251

( ⁄ ) a = 5020 mm kn = 5 + (5 / (5020 /225.66)2) = 5.01

√ = 1.10 x ((5.02 x 200000)/400)0,5 = 55.06

√ =1,37 x ((5.02 x 200000)/400)0,5 = 68.57 h / tw ≤

√

; 15.92 ≤ 55.06

Maka:

= (254-2(14.17) x 8.64 Vn = 0.6 x 400 x 1949.70

= 1949.70 mm2 = 4.68 x 105 N

Tahanan rencana, dengan demikian, adalah:




Halaman:

ΦVn =

dari

halaman

0.9 x 4.68 x 105 = 4.21 x 105 N

(3). Analisa untuk Mencaritahu Keterpenuhan terhadap Persamaan Kombinasi Geser Lentur Persamaan kombinasi geser-lentur adalah :

0.7891 ≤ 1.375 Profil usulan memenuhi persamaan kombinasi geser-lentur dengan rasio keterpenuhan:

10.2.4.1.3. Terhadap Limit State Lendutan : δn < δ ; [SNI 03-1729-2002 butir 6.4.3] (1). Analisa Untuk Memperoleh Lendutan Batas

δn = 1/240 x 18210=

151.75 mm

(2). Analisa Untuk Memperoleh Lendutan Rencana

  117.34 2  16.05 2  118.43mm δ < δn ↔ 118.43 < 151.75 Terpenuhi!! Maka profil usulan memenuhi limite state lendutan, dengan rasio keterpenuhan : 118.43 x 100 % 151.75

10.2.4.2.

 78.04 %

Hasil Desain

Profil usulan memenuhi limit-state yang ditinjau maka profil cukup kuat. Di samping itu rasio maksimum keterpenuhan limit-state profil usulan ini adalah: max (75.18% ; 57.39 % ; 78.04 %) = 78.04 % > 60 %; yang menandakan bahwa profil usulan adalah optimal. Dengan demikian profil 10’ WF 10 x 10 dapat dipakai untuk desain struktur utama rafter.




Halaman:

dari

halaman

10.2.5. Desain Kolom 10.2.5.1.


Hasil analisa struktur atas kolom di atas menunjukkan bahwa kolom dibebani terkombinasi aksial (tekan) dan geser lentur. Kolom dengan demikian adalah komponen terkombinasi aksial-geser-lentur maka profil yang diusulkan akan dianalisa terhadap persamaan interaksi aksial-momen dan persamaan kombinasi geser-lentur. Profil usulan juga akan diperiksa terhadap limite state lendutan, sesuai yang dimintakan dalam lembaran penugasan.

10.2.5.1.1. Terhadap Persamaan Interaksi Aksial-Momen (1). Analisa Untuk Memperoleh Beban-Beban Rencana Analisa dimaksud telah dilakukan dan memberikan beban-beban rencana sebagai berikut : Nu = 43490.55 N Mux = 3.59 x 108 Nmm Muy = 5.65 x 107 Nmm (2). Analisa Untuk Memperoleh Tahanan-Tahanan Rencana φNn dan φMnx Φ = 0.85 N n  Ag

[SNI-2002:butir 11.3] fy


= max (λcx; λcy)


c  max (cx ; cy )

cx 

1 Lkx  rx

fy E

; [SNI – 2002: pers (7.6-1)]

Lkx = kx Lx kx = 0.7 ; [ujung adalah jepit - sendi] Lx = 5000 mm Lkx = 0.7(5000)

= 3500 mm

rx = ix = 137.2 mm (Tabel J-2) √




Halaman:

cy 

1 Lky  ry

fy E

dari

halaman

; [SNI – 2002: pers (7.6-1)]

Lky = ky Ly ky = 0.7 ; [ujung adalah jepit - sendi] Ly= 2500 mm Lky = 0.7(2500) = 1750 mm ry = iy = 78.2 mm (Tabel J-2) √ λc

= max (0.36; 0.32) = 0.36

Untuk 0.25 < λc < 1.2 maka : 1.43/(1.6-(0.67 λc)) = 1.43/(1.6-(0.67 x 0.36)) = 1.05 A = Ag = 17460 mm2 (Tabel J-2) Nn = 17460 x (400/1.05) = 6625374.08 N


Sx = 2.05 x 106 mm3 Myx = 400 (2.05 x 106)

= 8.20 x 108 Nmm


 = max (x; y) λx = Lx / ix = (5000/137.2) = 36.44 λy = Ly / iy = (2500/78.2) = 31.97 λ = max (36.44 ; 31.97)

 p 1,76

= 36.44


komponen struktur ini dihitung berdasarkan panjang bentang, seperti yang telah dilakukan di atas]




Halaman:

dari

halaman

√


r  4,40

komponen struktur ini dihitung berdasarkan panjang bentang, seperti yang telah dilakukan di atas] √ < 39.35 Maka : λ < λp Maka penampang adalah penampang kompak dan Mbckl-x dihitung menurut persamaan : Mbckl-x = Mp Mr

= Sx x (fy – fr) = 2.05 x 106 x (400 – 70)

Mr

= 6.76 x 108 Nmm

Mp

= Min (fy.Zy ; 1.5 Myx) fy.Zx = 400 (1.14 x 2.05 x 106) = 9.34 x 108 Nmm 1.5 Myx = 1.5 (8.20 x 108) = 1.23 x 109 Nmm

Mp

= Min (9.34 x 108 ; 1.23 x 109) = 9.34 x 108 Nmm

Mbckl-x = Mp = 9.34 x 108 Nmm Mltb-x bergantung pada apakah bentang komponen tergolong pendek, menengah atau panjang, yang dapat diketahui dari membandingkan L, Lp dan Lr satu terhadap yang lain; [SNI – 2002: butir 8.3]. Lx = 5000 mm Ly = 2500 mm

L p  1.76ry ry

=

E fy

; [SNI – 2002: Tabel 8.3-2] iy

= 78.2 mm (Tabel J-2)




Halaman:

L p  1.76ry Lr  ry

E fy

 1.76 (78.2)

dari

halaman

200000  3077.55 mm 400

X1 1  1  X 2 fL2 fL



X1 

EGJA 2

S

S = Sx = 2.05 x 106 mm3 E = 200000 MPa G = 80000 MPa J= 1/3 x 2Bt3 + Hd3 = 1/3 x 2(307)(20.22)3 + 318(12.573) = 1902490.75 mm4 A= 17460 mm2 X1 

 S

EGJA 3.14  2 2.05 x 10 6

200000 x 80000 x 1902490.75 x 17460  24983.80mm 2

fL = fy-fr = 400 – 70 = 330 MPa 2

 S  Iw X 2  4 x   GJ  I y

1.07 x 108 mm4

Iy =

Iw = (3182 x 1.07 x 108)/4 = 2.70 x 1012 mm6 maka (

) √

√

< 5000 < 9783.47, Lp < L < Lr ; Bentang komponen tergolong bentang menengah, maka Mltb-x dihitung menurut persamaan :  ( L  L)  Mltb-x = Mn = Cb  M r  M p  M r  r   M p [SNI-2002: persamaan 8.3-2.b] ( Lr  Lp )  

Cb 

2,5M max

12,5 M max  2,3  3M A  4M B  3M C




Halaman:

Mmaks

= Mux = 3.59 x 108 Nmm

MAx

= 1.09 x 108 Nmm

MBx

= 5.99 x 106 Nmm

MCx

= 1.72 x 108 Nmm

dari

halaman

12,5 (3.59 x 108)

Cb =

2.5(3.59 x 108) + 3(1.09 x 108) + 4(5.99 x 106) + 3(1.72 x 108) Cb = 2.55

 (79783.47  5000)  Mltb-x = 2.559.34 x 10 8  9.34 x 10 8  6.76 x 10 8 M p (5000  3077.55 )  





= 2.44 x 109 Nmm ≥ 9.34 x 108 Nmm, maka Mltb-x = 9.34 x 108 Nmm Mnx = min (Myx ; Mbckl-x ; Mltb-x) ; [SNI-2002 pers 8.1-1] Mnx = min (8.20 x 108; 9.34 x 108; 9.34 x 108) = 8.20 x 108 Nmm Mny = min (Myy ; Mbckl-y ; Mltb-y) ; [SNI-2002 pers 8.1-1] Sy = 6.92 x 105 mm3 ; [Tabel 11-2] Myy = 400(6.92 x 105) = 2.77 x 108 Nmm Mbckl-y bergantung kepada kepada kekompakan dan kelangsingan penampang, yang dapat diketahui dengan membandingkan faktor – faktor kelangsingan (, p, dan r) satu terhadap yang lain ; [SNI-2002 butir 8.2].

 = max (x ; y) λx = Lx / ix = (5000/137.2) = 36.44 λy = Ly / iy = (2500/78.2) = 31.97 λ = max (36.44 ; 31.97)

 p 1,76

= 36.44

E ; [SNI-2002: pers. (8.4-4.a), karena factor kelangsingan untuk fy

komponen struktur ini dihitung berdasarkan panjang bentang, seperti yang telah dilakukan di atas] λp= 1,76 x (200000/400)0.5 = 39.35




Halaman:

dari

halaman


r  4,40

komponen struktur ini dihitung berdasarkan panjang bentang, seperti yang telah dilakukan di atas] √ 36.44 < 39.35, λ < λp Maka penampang adalah penampang kompak dan Mbckl-y dihitung menurut persamaan : Mbckl-y = Mp Mr

= S y (fy – fr) = 6.92 x 105 x (400 – 70)

Mr

= 2.28 x 108 Nmm

Mp

= Min (fy.Zy ; 1.5 Myy) fy.Zy = 400 (1.14 x 6.92 x 105) = 3.15 x 108 Nmm 1.5 Myy = 1.5 (2.77 x 108) = 4.15 x 108 Nmm

Mp

= Min (3.25 x 108 ; 4.15 x 108) = 3.15 x 108 Nmm

Mbckl-y = Mp = 3.15 x 108 Nmm Mltb-y bergantung pada apakah bentang komponen tergolong pendek, menengah atau panjang, yang dapat diketahui dari membandingkan L, Lp dan Lr satu terhadap yang lain; [SNI – 2002: butir 8.3].

ry = iy = 78.2 (Tabel J-2) Lx = 5000 mm Ly = 2500 mm

L p  1.76ry

E fy

 1.76 (78.2 )

200000  3077.55mm 400




Halaman:

Lr  ry

dari

halaman

X1 1  1  X 2 fL2 fL

X1 



EGJA 2

S

S = Sy = 6.92 x105 mm3 E = 200000 MPa G = 80000 MPa J = 1/3 x 2Bt3 + Hd3 = 1/3 x 2(307)(20.22)3 + 318(12.573) = 1902491 mm4 A = 17460 mm2 X1 

 S

200000 x 80000 x 1902491 x 17460  74012.16mm 2

EGJA 3.14  2 6.92 x 10 5

fL= fy - fr = 400 – 70 = 330 MPa 2

 S  Iw X 2  4 x   GJ  I y

Iy

= 1.07 x 108 mm4

Iw = (3182 x 1.07 x 108)/4 = 2.70 x 1012 mm6 Maka (

)

√

√

2500 < 3077.55; L < Lp ; Bentang komponen tergolong bentang pendek, maka : Mltb-y = Mp = 3.15 x 108 Nmm Mny = min (Myy ; Mbckl-y ; Mltb-y) ; [SNI-2002 pers 8.1-1] Mny = min ( 2.77 x 108 ; 3.15 x 108 ; 3.15 x 108 ) Maka Mny = 2.77 x 108 Nmm Analisa Untuk Mencaritahu Keterpenuhan Terhadap Persamaan Interaksi AksialMomen




Halaman:

Rasio

dari

halaman

Nu adalah N n

Maka analisa terhadap persamaan interaksi aksial-momen dilakukan dengan menggunakan persamaan  M M uy Nu   ux  2N n  M nx M ny

   1,0 ; [SNI 03 – 1729 – 2002 butir 11.3]  

(

)

≤ 1.00

0.

Profil usulan memenuhi persamaan interaksi aksial-momen dengan rasio keterpenuhan:



=

Vux  Vuy  (76947.41) 2  (27900)  81849.34 N 2

2




H = 318 mm [Tabel J-2] t = 20.22 mm h = 318 – 2(20.22) = 277.56 mm tw = d = 12.57 mm [Tabel J-2] h / tw = 277.56 / 12.57 = 13.73




Halaman:

dari

halaman

( ⁄ ) a = 5000 mm kn = 5 + (5 / (5000 /277.56)2) = 5.02

√ = 1.10 x ((5.02 x 200000)/400)0,5 = 55.08

√ =1.37 x ((5.02 x 200000)/400)0,5 = 68.61

h / tw ≤

√

; 23.73 ≤ 55.08

Maka:

= (318-2(20.22)) x 12.57 = 3488.93 mm2 Vn = 0.6 x 400 x 3488.93 =

837343.01 N

Tahanan rencana, dengan demikian, adalah: ΦVn =

0.9 x 837343.01 = 753608.71 N





Halaman:

dari

halaman



δn = 1/240 x 10000 = 41.67 mm (2). Analisa Untuk Memperoleh Lendutan Rencana

  11.17 2  9.33 2 14.55 mm δ < δn ↔ 14.55 < 41.67 Terpenuhi!! Maka profil usulan memenuhi limite state lendutan, dengan rasio keterpenuhan : 14.55 x 100 %  34.93% 41.67

10.2.5.2.

Hasil Desain

Profil usulan memenuhi limit-state yang ditinjau maka profil cukup kuat. Di samping itu rasio maksimum keterpenuhan limit-state profil usulan ini adalah: max (71.79 % ; 56.86% ; 34.93 %) = 71.79 % > 60 %; yang menandakan bahwa profil usulan adalah optimal. Dengan demikian profil 12’ WF 12 x 12 mm dapat dipakai untuk desain struktur utama kolom.




Halaman:

dari

halaman

10.2. Desain Gabel Interior 10.2.1. Data

(i) Panjang rafter

= 18.21 m = 18210 mm

(ii) Sudut kemiringan rafter

= 160

(iii) Panjang gording

= 10 m = 10000 mm

(iv) Berat lampu

= 16.3 kg = 163 N (Lampiran 18)

(v) Panjang kolom

= 10 m = 10000 mm

(vi) Profil usulan Rafter Tabel J-4. Usulan profil rafter interior yang juga terdapat pada lampiran 16 10’ WF 10 X 10 (114.6 kg/m’) B

H

D

t

Kekuatan material : fy = 400 Mpa r

A

Ix 2

Mm

mm

mm

Mm

mm

mm

259

270

13.59

12.05

12.7

146.3

Iy 4

ix 4

mm

mm

1.90

8.39

x108

x107

iy

Sx

mm

mm

114

66

Sy 3

mm

mm3

1.41

4.93

x106

x105

(vii) Profil usulan Kolom Tabel J-5 Usulan profil kolom interior yang juga terdapat pada lampiran 16 12’ WF 12 X 12 (147.3 kg/m’)

Kekuatan material : fy = 400 Mpa

B

H

D

t

r

A

Ix

Iy

ix

iy

Sx

Sy

Mm

mm

Mm

Mm

mm

mm2

mm4

mm4

mm

mm

mm3

mm3

311

327

15.75

25.04

15.2

20120

3.87

1.25

8.06

x107

79

2.37

x108

138.7

x106

x105

10.2.2. Pembebanan Portal Gabel yang mewakili desain ini adalah portal gabel 1. Pembebanannya dapat di lihat dalam Gambar J-6 berikut

Qy

R2GH

QGV-x

Qy

Qy

Qx dib elaka ng an Plampu -x gin P lamp u-a Qy Qy

Qy Qy 18.21 m

Plampu-x al u-aksi Qy angin k a ih PlampQy Qx dip

ksial Qy

Qy

Qy

Qy

Qy Qy

Qy

Qy Qy Qy

Qy

Qx dib Plampu elaka Plampu-ang angin -x Qy Qy

2.50

Qy

m 2 .50 m

2.40 m 2.40 m 2.40 m

Qy

2.50 m

Qy

2.50

Qy

m 2 .50 m

2.50 m

R2GH Qy

2.50 m

QGV-x

R2GH

QGV-x

R2GH

ksial Qy

QGV-x

in

k ang

iha Qx dip

Plampu-x al u-aksi Qy PlampQy

35.00 m

35.00 m

Gambar J-6 Pembebanan Pada Gabel Interior.




Halaman:

dari

halaman

Beban Angin Pada Atap, Beban Pada Gording, Beban Lampu,Beban Angin Pada Dinding Memanjang, dan Beban Tembok Pada Dinding Memanjang Yang Membebani Portal Gabel Interior Representatif.

Beban-beban ini bekerja pada masing-masing kolom dan rafter dari portal gabel interior ini. Sehingga berdasarkan Gambar J-6 diatas, maka beban yang bekerja pada rafter dan kolom adalah sebagai berikut:

A. Beban Pada Rafter A.1.

Pada Sumbu x Penampang Rafter

Beban yang bekerja pada sumbu x penampang rafter adalah sebagai berikut: 1. Beban Angin dan Beban Mati Kedua beban ini telah di hitung pada BAB 3, yaitu pada butir 3.3.3.1. Beban yang akan di gunakan dalam perencanaan Rafter ini harus di ambil dari 2 kombinasi pembebanan yang telah di hitung yaitu 

Persamaan (6.2-1): 1.4 Dx 1.4 Dx = 1.4(616.19) = 862.67 N



Persamaan (6.2-3): 1.2D + 1.6(La atau H) + (γL atau 0.8W)

a. Di pihak angin 1.2Dx +1.6Hx + 0.8W = 1.2(616.19) +1.6(627.51) + 0.8(2800) = 3983.45 N/m’ Dari persamaan di atas diambil yang maksimum, sehingga -


= Max (862.67 ; 3983.45) = 3983.45 N/m’

Reaksi perletakan yang di transfer ke rafter adalah -


= ½ QL = ½ (3983.45)(10) = 19917.26 N

Karena merupakan portal gabel interior, beban diatas tidak hanya di sumbangkan oleh satu bentang gording, melainkan 2, yaitu sebelah kiri dan kanan rafter, oleh karena itu beban yang bekerja pada rafter interior adalah 2.


= 2 (19917.2) = 39834.52 N

Beban Mati (Lampu) Lampu di bebani pada rafter seperti terlihat dalam Gambar J-7 berikut




Halaman:

dari

halaman

5.02 m 16° Baja Ringan

8.75 m

8.75 m

8.75 m

Baja Ringan

Lampu

8.75 m Lampu

35.00 m

10.00 m

35.00 m

Gambar J-7 Beban Lampu Beban lampu sebelumnya akan di kombinasikan dengan persamaan kombinasi pembebanan dengan Persamaan (6.2-1): 1.4D sehingga P lampu = 1.4 (163) = 228.2 N

Besarnya beban lampu akan di transfer kepada sumbu x rafter sehingga menjadi P lampu – x = 228.2 cos 160 = 219.36 N Beban-beban ini bekerja pada rafter seperti pada Gambar J-6 diatas

A.2.

Pada Sumbu netral Penampang Rafter Beban yang bekerja pada sumbu netral penampang rafter adalah sebagai berikut: 1. Beban Mati Beban ini telah di hitung terhadap kombinasi pembebanannya pada BAB 3, yaitu pada butir 3.3.3.2. besarnya beban ini adalah Qy = 499.93 N/m’ Reaksi perletakan yang di transfer ke rafter telah di hitung dalam BAB 3 yaitu pada butir 3.4 serta telah di hitung juga dalam Lampiran 6 besarnya beban ini adalah Qy = Vuy = 1559.01 N Karena merupakan portal gabel interior, beban diatas tidak hanya di sumbangkan oleh satu bentang gording, melainkan 2, yaitu sebelah kiri dan kanan rafter, oleh karena itu beban yang bekerja pada rafter interior adalah Qy = 2 (1559.01) = 3118.02 N 2. Beban Mati (Lampu) Besarnya beban lampu akan di transfer kepada sumbu netral rafter sehingga menjadi P lampu – aksial = 163 sin 160 = 44.93 N




Halaman:

dari

halaman

Beban-beban ini bekerja pada rafter seperti pada Gambar J-6 diatas

A.3.

Pada Sumbu y Penampang Rafter Pada sumbu y rafter tidak terdapat beban yang bekerja padanya, sehingga desain selanjutnya tidak memperhitungkan beban pada sumbu y ini

B. Beban Pada Kolom B.1. Pada Sumbu x Penampang Kolom Beban yang bekerja pada sumbu x penampang kolom adalah sebagai berikut: a. Di pihak angin Beban di pihak angin ini telah dihitung pada BAB 8 pada butir 8.4.2 yang menghasilkan beban terpusat akibat beban angin yang membebani gird horizontal pada dinding memanjang pada kolom sebesar R2GH = 26100 N Karena merupakan portal gabel interior, beban diatas tidak hanya di sumbangkan oleh satu bentang gird horizontal dinding memanjang, melainkan 2, yaitu sebelah kiri dan kanan kolom, oleh karena itu beban yang bekerja pada kolom interior adalah R2GH = 2 (26100) = 52200 N Terdapat juga beban merata linear yang merupakan ekivalensi dari beban merata segitiga. Beban di pihak angin ini telah dihitung pada BAB 8 pada butir 8.3.2 yang menghasilkan beban merata linear sebesar QGv-x atas

= 1.56 N/mm’

QGv-x bawah

= 1.56 N/mm’

Beban terpusat dan merata ini dapat di lihat pada Gambar J-6 di atas.

b. Di belakang angin Beban di belakang angin ini di hitung menurut Gambar J-8 berikut




Halaman:

5.00 m

5.00 m

QGV-x

5.00 m QGH-y

halaman

QGV-x

5.00 m

dari

6.00 m 2.00 m

2.00 m

10.00 m

10.00 m

(a)

(b)

Gambar J-8 Beban Angin Yang Membebani Dinding Memanjang

Gambar J-8 menunjukkan tribuaris dan penghitungan pembebanan oleh tiupan angin. Beban yang ditimbulkan terpaan angin di belakang angin (Qw) adalah : 0.9 (40) = 36 kg/m = 360 N/m2; [PPI 1983 butir 4.2.(2) dan 4.3.(1)a] Qw bekerja pada seluruh bidang tembok. Qw yang dipikul oleh GHtengah adalah daerah tributaris berbentuk trapesium sementara yang dipikul oleh GV adalah yang menerpa daerah tributaris berbentuk segitiga (Gambar J8(a)). Daerah tributaris GHtengah adalah yang paling besar dari antara tributaris – tributaris untuk GH maka perhitungan akan dilakukan pada GHtengah (Gambar J-8(a)). Beban merata ekivalen yang berasal dari tributaris trapesium akan disebut Wtrapesium. Sehingga: Wy-trapesium 1 = Qw

Qw

x

X4

x

(L1/L22)

= 360 N/m2

X4

= 2L2X1 - L1X2

-

X3

L1 = 2 m (2) = 4 m L2 = 10 m X1 = L2 X2

- 0.5L1 = 10 – 0.5 (4) = 8

= 1/2L2 - 1/3L1 = 1/2(10) - 1/3(4) = 3.67




Halaman:

X3

= L2

X4

- L1

halaman

= 10 – 4 = 6

= 2 (8)(10) - (4)(3.67) - (6) =

139.33

Wy-trapesium 1 = 360 x 139.33 x (4/102)

= 2006.40 N/m

Wy-trapesium 2 = Qw x Qw

dari

X4

x

(L1/L22)

L1X2

-

X3

= 360 N/m2

X4

= 2L2X1 -

L1 = 2 m (2) = 4 m L2 = 10.0 m X1 =

L2

X2

= 1/2L2 -

X3

=

X4

-

L2 -

L1

= 2 (8)(10)

Wy-trapesium 2 = 360 x

0.5L1 = 10 - 0.5 (4) = 8 1/3L1

=

10 – 4 = 6

= -

½(10) - 1/3(4) = 3.67

(4)(3.67) -

139.33 x (4/102)

(6) = 139.33 = 2006.40 N/m

Total dari beban angin adalah : = 2006.40 + 2006.40

= 4012.80 N/m’ = 4.01 N/mm’

QGH yaitu beban lentur rencana pada GHtengah ditentukan menurut kombinasi pembebanan yang dianjurkan persamaan (6.2-1 s/d 6.2-6) SNI-2002 atas WGH. Persamaan (6.2-4): 1,2D + 1,3WGH + 0,5(La atau H) QGH

=

1.2(0) +1.3(4.01) + 0.5(0) = 5.22 N/mm’

Kombinasi yang lain tidak diperhatikan karena tidak relevan dengan pembebanan ini atau memberikan hasil hitung yang lebih kecil daripada QGH. QGH membebani gird horizontal terhadap sumbu minor (sumbu y) penampangnnya maka akan disebut QGH-y, sehingga pada Gambar J-8 (b): QGH− y = 5.22 N/mm’. Selanjutnya Reaksi perletakan yang di transfer ke kolom portal gabel adalah: R2GH = ½ QL = ½ 5.22)(10000) = 26100 N Karena merupakan portal gabel interior, beban diatas tidak hanya di sumbangkan oleh satu bentang gird horizontal dinding memanjang, melainkan 2, yaitu sebelah kiri dan kanan kolom, oleh karena itu beban yang bekerja pada kolom interior adalah R2GH = 2 (26100) = 52200 N




Halaman:

dari

halaman

Gaya ini bekerja pada kolom seperti pada Gambar J-6 di atas.

Terdapat juga beban merata linear yang merupakan ekivalensi dari beban merata segitiga seperti pada gambar J-8 di atas. Beban ini bekerja pada kolom sebagai beban merata linear, sehingga daerah tributaries yang di ekivalenkan menjadi beban merata linear adalah

Wsegitiga = ½ QwL1, sehingga L1

=

5m

Wsegitiga-1 =

1/3 (360) x 5= 600 N/m=

L1

5m

=

Wsegitiga-2 =

600/1000= 0.60 N/mm

1/3 (360) x 5 = 600 N/m = 600/1000=

0.60 N/mm

Karena merupakan portal gabel interior, beban diatas tidak hanya di sumbangkan oleh satu daerah tributaries melainkan 2, yaitu sebelah kiri dan kanan kolom, oleh karena itu beban yang bekerja pada kolom interior adalah

2Wsegitiga1

 2 (0.60)

 1.20 N / mm

2Wsegitiga 2

 2(0.60)

 1.20 N / mm


=

1.2(0) +1.3(1.2) + 0,5(0) = 1.56 N/mm’

QGv-x bawah

=

1.2(0) +1.3(1.2) + 0,5(0) = 1.56 N/mm’

Kombinasi yang lain tidak diperhatikan karena tidak relevan dengan pembebanan ini atau memberikan hasil hitung yang lebih kecil. Beban terpusat dan merata ini dapat di lihat pada Gambar J-8 di atas. B.2.

Pada Sumbu netral Penampang Kolom Beban yang bekerja pada sumbu netral kolom ini adalah beban yang di akibatkan oleh karena berat dari pasangan dinding bata yang membebani dinding memanjang, besarnya beban ini adalah Dari tembok dinding memanjang:




Halaman:

dari

halaman

Beban tembok ini telah di hitung pada BAB 8 yaitu pada butir 8.4.1 yaitu RGH1

=

98807.68 N

Karena merupakan portal gabel interior, beban diatas tidak hanya di sumbangkan oleh satu bentang gird horizontal dinding memanjang, melainkan 2, yaitu sebelah kiri dan kanan kolom, oleh karena itu beban yang bekerja pada kolom interior adalah RGH1 = 2 (98807.68) = 197615.36N Beban ini dapat di lihat pada Gambar J.2-1 di atas B.3.

Beban Pada Sumbu y Penampang Kolom Pada sumbu y kolom tidak terdapat beban yang bekerja padanya, sehingga desain selanjutnya tidak memperhitungkan beban pada sumbu y ini

10.2.3. Analisa Struktur 10.2.3.1.

Rafter

Untuk perencanaan rafter pada struktur utama initerior, dilakukan analisa pada portal nomor 1 yang mewakili portal nomor 2, 3, 4, dan 5, yang hasil analisanya dapat dilihat pada Lampiran 19. Dari hasil analisa tersebut, memberikan gaya-gaya dalam rencana sumbu-x sebagai berikut :

10.2.3.2.

Mux

= 1.16 x 108 Nmm

MAx

= 3.89 x 107 Nmm

MBx

= 1.03 x 108 Nmm

MCx

= 9.25 x 107 Nmm

Vux

= 36483.73 N

Nux

= 43472.51 N

δx

= 112.06 mm

Kolom

Untuk perencanaan rafter pada struktur utama interior ini, dilakukan analisa pada portal nomor 1 yang mewakili portal nomor 2, 3, 3, 4, dan 5 hasil analisa dapat dilihat pada Lampiran 19. Dari hasil analisa tersebut, memberikan gaya-gaya dalam rencana sumbux sebagai berikut : Mux

= 6.03 x 108 Nmm

MAx

= 2.71 x 107 Nmm

MBx

= 1.70 x 108 Nmm




Halaman:

MCx

= 3.86 x 108 Nmm

Vux

= 90461.40 N

Nux

= 53349.74 N

δx

= 31.70 mm

dari

halaman

10.2.4. Desain Rafter 10.2.4.1.


Hasil analisa struktur atas rafter di atas menunjukkan bahwa rafter dibebani terkombinasi aksial (tekan) dan geser lentur. Rafter dengan demikian adalah komponen terkombinasi aksial-geser-lentur maka profil yang diusulkan akan dianalisa terhadap persamaan interaksi aksial-momen dan persamaan kombinasi geser-lentur. Profil usulan juga akan diperiksa terhadap limite state lendutan, sesuai yang dimintakan dalam lembaran penugasan. 10.2.4.1.1. Terhadap Persamaan Interaksi Aksial-Momen (1). Analisa Untuk Memperoleh Beban-Beban Rencana Analisa dimaksud telah dilakukan dan memberikan beban-beban rencana sebagai berikut : Nu = 43472.51 N Mux = 1.16 x 108 Nmm (2). Analisa Untuk Memperoleh Tahanan-Tahanan Rencana φNn dan φMnx Φ = 0.85 N n  Ag



= max (λcx; λcy)


c  max (cx ; cy )

cx 

1 Lkx  rx

fy E

; [SNI – 2002: pers (7.6-1)]

Lkx = kx Lx kx = 1 ; [kedua ujung adalah sendi] Lx = 18210 mm Lkx = 1(18210) = 18210 mm rx = ix = 114 mm (Tabel J-4)




Halaman:

dari

halaman

√

cy 

1 Lky  ry

fy E

; [SNI – 2002: pers (7.6-1)]

Lky = ky Ly ky = 1 ; [kedua ujung adalah sendi] Lky

Ly= 2500 mm = 1(2500) = 2500 mm

ry = iy = 66 mm (Tabel J-4) √ λc

= max (2.28; 0.54) = 2.28

Untuk λc > 1.2 maka : ω=1.25λc2 = 1,25 x 2.282 = 6.47 A = Ag = 14630 mm2 (Tabel J-4) Nn = 14630 x (400/6.47) = 904510.09 N


Sx = 1.41 x 106 mm3 Myx = 400 (1.41 x 106)

= 5.64 x 108 Nmm


 = max (x; y) λx = Lx / ix = (18210/114) = 159.74 λy = Ly / iy = (2500 /66) = 37.88 λ = max (159.74; 37.88) = 159.74




Halaman:

 p 1,76

dari

halaman



r  4,40


komponen struktur ini dihitung berdasarkan panjang bentang, seperti yang telah dilakukan di atas] √ 98.39 < 159.74 Maka : λr < λ, Maka penampang adalah penampang langsing dan Mbckl-x dihitung menurut persamaan : Mbckl-x = Mr x (λr / λ)2 Mr

= S x (fy – fr) = 1.41 x 106 x (400 – 70)

Mr

= 4.66 x 108 Nmm

Mp

= Min (fy.Zy ; 1.5 Myx) fy.Zx = 400 (1.14 x (1.41 x 106)) = 6.44 x 108 Nmm 1.5 Myx = 1.5 (5.64 x 108) = 8.47 x 108 Nmm

Mp

= Min (6.44 x 108; 8.47 x 108) = 6.44 x 108 Nmm

Mbckl-x = 4.66 x 108 x (98.39/ 159.74)2 = 1.77 x 108 Nmm

Mltb-x bergantung pada apakah bentang komponen tergolong pendek, menengah atau panjang, yang dapat diketahui dari membandingkan L, Lp dan Lr satu terhadap yang lain; [SNI – 2002: butir 8.3]. Lx = 18210 mm




Halaman:

dari

halaman

Ly = 2500 mm

E

L p  1.76ry ry

=

L p  1.76ry Lr  ry

fy

; [SNI – 2002: Tabel 8.3-2] iy

E fy

= 66 mm (Tabel 11-4)

 1.76 (66)

200000  2597.42 mm 400

X1 1  1  X 2 fL2 fL

X1 



EGJA 2

S

S = Sx = 1.41 x 106 mm3 E = 200000 MPa G = 80000 MPa J= 1/3 x 2Bt3 + Hd3 = 1/3 x 2(259)(22.05)3 + 270(13.593) = 2.08 x 106 mm4 A= 14630 mm2 X1 

 S

EGJA 3.14  2 1.41 x 10 6

200000 x 80000 x (2.08x 10 6 ) x 14630  34691.86 2

fL = fy-fr = 400 – 70 = 330 MPa 2

 S  Iw X 2  4 x   GJ  I y

Iy =

8.39 x 107 mm4

Iw = (2702 x 8.39 x 107)/4 = 1.53 x 1012 mm6 maka (

) √

√

10416.91 < 18210, Lr < L; Bentang komponen tergolong bentang panjang, maka Mltb-x dihitung menurut persamaan :




Halaman:



2   E  Mcr ≤ Mp = Cb  EIyGJ   IyIw L   L  

Mltb-x=

Cb 

2,5M max

dari

halaman

1/ 2

[SNI-2002: Persamaan 8.3-2.b]

12,5 M max  2,3  3M A  4M B  3M C

Mux

= 1..16 x 108 Nmm

MAx

= 3.89 x 107 Nmm

MBx

= 1.03 x 108 Nmm

MCx

= 9.25 x 107 Nmm

12,5 (1.16 x 108 )

Cb =

2.5(1.16 x 108) + 3(3.89 x 107) + 4(1.03 x 108) + 3(9.25 x 107) Cb = 1.32 ≤ 2.3 Mltb-x = 2   7 6  x 200000  7 12 1.32  (8.39 x10 ) x(1.53x10 ) 200000 x(8.39 x10 ) x80000 x(2.08 x10 ) 2500   2500  



1/ 2

= 5.47 x 109 ≤ 6.44 x 108, Mcr ≤ Mp maka Mltb-x = 6.44 x 108 Nmm Mnx = min (Myx ; Mbckl-x ; Mltb-x) ; [SNI-2002 pers 8.1-1] Mnx = min (5.64 x 108 Nmm; 1.77 x 108 Nmm; 6.44 x 108 Nmm)

= 1.77 x 108 Nmm

(3). Analisa Untuk Mencaritahu Keterpenuhan Terhadap Persamaan Interaksi Aksial-Momen Rasio

Nu adalah N n


   1,0 ; [SNI 03 – 1729 – 2002 butir 11.3]  




Halaman:

(

dari

halaman

)



(1). Analisa untuk Memperoleh Beban Rencana Vu Vu = 36483.73 N (2). Analisa untuk Memperoleh Tahanan Rencana ФVn ΦVn



H = 270 mm [Tabel J-4] t = 22.05 mm h = 270 – 2(22.05) = 225.9 mm tw = d = 13.59 mm [Tabel J-4] h / tw = 225.9 / 13.59 =

10.24

( ⁄ ) a = 18210 mm kn = 5 + (5 / (18210 /225.9)2) = 5.00

√ = 1.10 x ((5.0 x 200000)/400)0,5 = 55.00




Halaman:

dari

halaman

√ =1,37 x ((5.0 x 200000)/400)0,5 = 68.51

h / tw ≤

√

; 10.24 ≤ 55.00

Maka:

= (270 – (2x22.05) x 13.59) = 3069.98 mm2 Vn = 0.6 x 400 x 3069.98 =

736795.44 N


0.9 x 736795.44 = 663115.90 N




δn = 1/240 x 18210=

151.75 mm





Halaman:

dari

halaman

  112.06mm δ < δn ↔ 112.06 < 151.75 Terpenuhi!! Maka profil usulan memenuhi limite state lendutan, dengan rasio keterpenuhan : 112.06 x 100 % 151.75

10.2.4.2.

 73.85 %

Hasil Desain

Profil usulan memenuhi limit-state yang ditinjau maka profil cukup kuat. Di samping itu rasio maksimum keterpenuhan limit-state profil usulan ini adalah: max (75.66 % ; 55.47 % ; 73.85 %) = 75.66 % > 60 %; yang menandakan bahwa profil usulan adalah optimal. Dengan demikian profil 10’ WF 10 X 10 mm dapat dipakai untuk desain struktur utama rafter.

10.2.5. Desain Kolom 10.2.5.1.


Hasil analisa struktur atas kolom di atas menunjukkan bahwa kolom dibebani terkombinasi aksial (tekan) dan geser lentur. Kolom dengan demikian adalah komponen terkombinasi aksial-geser-lentur maka profil yang diusulkan akan dianalisa terhadap persamaan interaksi aksial-momen dan persamaan kombinasi geser-lentur. Profil usulan juga akan diperiksa terhadap limite state lendutan, sesuai yang dimintakan dalam lembaran penugasan.

10.2.5.1.1. Terhadap Persamaan Interaksi Aksial-Momen (1). Analisa Untuk Memperoleh Beban-Beban Rencana Analisa dimaksud telah dilakukan dan memberikan beban-beban rencana sebagai berikut : Nu = 53349.74 N Mux = 6.03 x 108 Nmm (2). Analisa Untuk Memperoleh Tahanan-Tahanan Rencana φNn dan φMnx Φ = 0.85 N n  Ag



= max (λcx; λcy)





Halaman:

c  max (cx ; cy )

cx 

fy

1 Lkx  rx

; [SNI – 2002: pers (7.6-1)]

E

Lkx = kx Lx Lx = 10000 mm kx = 0.7 ; [kedua ujung adalah jepit sendi] Lkx = 0.7(10000)

= 7000 mm

rx = ix = 138.7 mm (Tabel J-5) √

cy 

1 Lky  ry

fy E

; [SNI – 2002: pers (7.6-1)]

Lky = ky Ly ky = 0.7 ; [kedua ujung adalah jepit sendi] Ly= 5000 mm Lky = 0.7(5000) = 3500 mm ry = iy = 79 mm (Tabel J-5) √ λc

= max (0.72; 0.63) = 0.72

Untuk 0.25< λc < 1.2 maka : ω=

=

= 1.28 2

A = Ag = 20120 mm (Tabel J-5) Nn = 20120 x (400/1.28) = 6294353.54 N


Sx = 2.37 x 106 mm3 Myx = 400 (2.37 x 106)

= 9.47 x 108 Nmm

dari

halaman




Halaman:

dari

halaman


 = max (x; y) λx = Lx / ix = (10000/138.7) = 72.10 λy = Ly / iy = (5000.7/79) = 63.29 λ = max (72.10 ; 63.29) = 72.10

 p 1,76



r  4,40


komponen struktur ini dihitung berdasarkan panjang bentang, seperti yang telah dilakukan di atas] √ 39.35 < 72.10 < 98.39 Maka : λp < λ < λr, Maka penampang adalah penampang tak kompak dan Mbckl-x dihitung menurut persamaan : Mbckl-x = Mr x (λr / λ)2 ( Mr

)

= S x (fy – fr) = 2.37 x 106 x (400 – 70)

Mr

= 7.82 x 108 Nmm

Mp

= Min (fy.Zy ; 1.5 Myx) fy.Zx = 400 (1.14 x (2.37 x 106)) = 1.08 x 109 Nmm




Halaman:

dari

halaman

1.5 Myx = 1.5 (9.47 x 108) = 1.42 x 109 Nmm = Min (1.08 x 109 ; 1.42 x 109) = 1.08 x 109 Nmm

Mp

= 9.14 x 108 Nmm 9.14 x 108 Nmm

Mltb-x bergantung pada apakah bentang komponen tergolong pendek, menengah atau panjang, yang dapat diketahui dari membandingkan L, Lp dan Lr satu terhadap yang lain; [SNI – 2002: butir 8.3]. Lx = 10000 mm Ly = 5000 mm

L p  1.76ry ry

fy

=

L p  1.76ry

Lr  ry

E

; [SNI – 2002: Tabel 8.3-2] iy

E fy

= 79 mm (Tabel J-5)

 1.76 (79)

200000  3109.03 mm 400

X1 1  1  X 2 fL2 fL

X1 

 S

EGJA 2

S = Sx = 2.37 x 106 mm3 E = 200000 MPa G = 80000 MPa J= 1/3 x 2Bt3 + Hd3 = 1/3 x 2(311)(25.04)3 + 327(15.753) = 3.68 X 106 mm4 A= 20120 mm2 X1 

 S

EGJA 3.14  2 2.37 x 10 6

200000 x 80000 x (3.68 X 10 6 ) x 20120  32254.26 2

fL = fy-fr = 400 – 70 = 330 MPa




Halaman:

dari

halaman

2

 S  Iw X 2  4 x   GJ  I y

= 1.25 x 108 mm4

Iy

Iw = (3272 x (1.25 x 108) / 4 = 3.29 x 1012 mm6 maka (

) √

√

Lp ≤ L ≤ Lr ; 3109.03 ≤ 10000 ≤ 11759.68 ; Bentang komponen tergolong bentang menengah, maka Mltb-y dihitung menurut persamaan :  ( L  L)  Mltb-x = Mn = Cb  M r  M p  M r  r   M p [SNI-2002: persamaan 8.3-2.b] ( Lr  Lp )   Cb 

2.5M max

12.5 M max  2.3  3M A  4M B  3M C

Mmaks = Muy

=

6.03 x108 Nmm

MA

= MAy

=

2.71 x 107 Nmm

MB

= MBy

=

1.70 x 108 Nmm

MC

= MCy

=

3.86 x 108 Nmm

Cb = 2.20

 (11759.68  10000)  Mltb-x = 2.207.82 x 10 8  1.08 x 10 9  7.82 x 10 8 M p ( 11759 . 68  3 109 . 03 )  





= 2.23 x 109 Nmm > 1.08 x 109 Nmm = Mltb-y > Mp, Maka Mltb-x = Mp = 1.08 x 109 Nmm Mnx = min (Myx ; Mbckl-x ; Mltb-x) ; [SNI-2002 pers 8.1-1] Mnx = min (9.47 x 108 Nmm; 9.14 x 108 Nmm; 1.08 x 109 Nmm)

= 9.14 x 108 Nmm




Halaman:

dari

halaman

(3). Analisa Untuk Mencaritahu Keterpenuhan Terhadap Persamaan Interaksi Aksial-Momen Rasio

Nu adalah N n


   1,0 ; [SNI 03 – 1729 – 2002 butir 11.3]  

(

)




= 90461.40 N




H = 327 mm [Tabel J-5] t = 25.04 mm h = 327 – 2(25.04) = 273.92 mm tw = d = 15.75 mm [Tabel 11-2] h / tw = 273.92 / 15.75 = 10.94




Halaman:

dari

halaman

( ⁄ ) a = 10000 mm kn = 5 + (5 / (10000 /273.92)2) = 5.00

√ = 1.10 x ((5.00 x 200000)/400)0,5 = 55.02

√ =1,37 x ((5.00 x 200000)/400)0,5 = 68.53

h / tw ≤

√

; 10.94 ≤ 55.02

Maka:

= (327-(2 x 25,04)) x 15.75 = 4314.24 mm2 Vn = 0.6 x 400 x 4314.24 =

1035417.6 N


0.9 x 1025417.6 = 931875.84 N


0.7931 ≤ 1.375




Halaman:

dari

halaman

Profil usulan memenuhi persamaan kombinasi geser-lentur dengan rasio keterpenuhan:


δn = 1/240 x 10000=

41.67 mm


  31.70mm δ < δn ↔ 31.70 < 41.67 Terpenuhi!! Maka profil usulan memenuhi limite state lendutan, dengan rasio keterpenuhan : 31.70 x 100 % 41.67

10.2.5.2.

 76.08 %

Hasil Desain

Profil usulan memenuhi limit-state yang ditinjau maka profil cukup kuat. Di samping itu rasio maksimum keterpenuhan limit-state profil usulan ini adalah: max (73.74 % ; 57.68 % ; 76.08 %) = 76.08 % > 60 %; yang menandakan bahwa profil usulan adalah optimal. Dengan demikian profil 12’ WF 12 x 12 mm dapat dipakai untuk desain struktur utama rafter.




Halaman:

dari

halaman

K. DESAIN SAMBUNGAN STRUKTUR UTAMA

11.1.Identifikasi Sambungan

11.1.1. Portal Gabel Eksterior C B

F E

D

A

G H 5.02 m

E 16°

m 12.00 18.21

m 10.00 m

11.55 m

I

J

35.00 m

K

35.00 m

KETERANGAN : Detail I : Sambungan Puncak Rafter pada titik C dan F Detail 2 : Sambungan Menerus pada titik B, D, E, dan G Detail 3 : Sambungan Rafter - Kolom pada titik A, E, dan H Detail 4 : Sambungan Kolom - Fondasi pada titik I, J, dan K

Gambar K-1 Idelisasi Sambungan Pada Portal Gabel Eksterior Pada gambar K-1 di atas, dapat dilihat 4 jenis sambungan pada struktur portal gabel eksterior dalam perencanaan ini. Sambungan ini terdapat pada semua portal gabel representatif 1 (Eksterior) yaitu portal 6, sehingga detail masing-masing sambungan adalah sebagai berikut 1. Detail 1 – Sambungan Puncak Rafter Detail 1 adalah sambungan puncak rafter yaitu pada titik C dan G, terlihat pada gambar K-2 berikut adalah sambungan pada titik C yang mewakili sambungan pada titik G

0 0 x 1 7 mm) 1 F .1 W : 10' 8.64 x 14 r e t f Ra 254 x x 4 5 (2

(254 Rafter : x 254 1 x 8.6 0' WF 10 4x1 x 4.17 10 mm)

Gambar K-2 Sambungan Puncak Rafter Portal Gabel Eksterior




Halaman:

dari

halaman

2. Detail 2 – Sambungan Menerus Rafter Detail 2 adalah sambungan menerus rafter yaitu pada titik B, D, F dan H, terlihat pada gambar K-3 berikut adalah sambungan pada titik B yang mewakili sambungan pada titik D, F dan H

0 0 x 1 m) 1 F 'W 7m r : 10 64 x 14.1 e t f a R 8. 54 x 2 x (254 0 0 x 1 m) 1 F 'W 7m r : 10 64 x 14.1 e t f a R 8. 254 x x 4 (25

Gambar K-3 Sambungan Menerus Rafter Portal Gabel Eksterior 3. Detail 3 – Sambungan Kolom – Rafter Detail 3 adalah sambungan kolom rafter yaitu pada titik A, E, dan I, terlihat pada gambar K-4

Kolom : 12' WF 12 x 12 (318 x 307 x 12.57 x 20.22 mm)

berikut adalah sambungan pada titik A yang mewakili sambungan pada titik , E, dan I

0 0 x 1 m) 1 F 10' W x 14.17 m : r e t 4 Raf x 8.6 4 5 2 254 x

(

Gambar K-4 Sambungan Kolom-Rafter Portal Gabel Eksterior




Halaman:

dari

halaman

4. Detail 4 – Sambungan Kolom-Fondasi Detail 4 adalah sambungan kolom fondasi yaitu pada titik J, K dan L, terlihat pada gambar K-5

Kolom : 12' WF 12 x 12 (318 x 307 x 12.57 x 20.22 mm)

berikut adalah sambungan pada titik J yang mewakili sambungan pada titik K dan L

Gambar K-5 Sambungan Kolom-Fondasi Portal Gabel Eksterior




Halaman:

dari

halaman

11.2. Desain Sambungan Portal Gabel Eksterior 11.2.1 Desain Sambungan Puncak Rafter Eksterior Hendak direncanakan suatu sambungan puncak rafter yang dibebani beban-beban sambungan sebagai berikut: Mux = 5.34 x 107 Nmm (+); Vux= 29308.61 N (↑); Muy = 1.30 x 107 Nmm (-); Vuy= 4271.46 N (tegak lurus gambar); Hu = 34817.81 N (tekan) Nila Mu, Vu, dan Nu diatas diperoleh dari hasil analisa menggunakan program analisa struktur SAP2000 versi 14 pada perhitungan struktur utama (Rafter) yaitu pada puncak rafter yang dapat dilihat pada Lampiran 17 Karena rafter bersudut 160 terhadap horizontal, maka beban aksial dan geser akan di uraikan ke horizontal dan vertikal sehingga: Vux-y = Vux cos 740 = 29308.61 cos 740 = 8078.55 N (→) Vux-x = Vux sin 740 = 29308.61 sin 740 = 28173.2 N (↑) Hu-y = Hu cos 160 = = 34817.81 cos 160 = 33469.03 N (←) Hu-x = Hu Sin 160 = = 34817.81 sin 160 = 9597.09 N (↑) Jadi beban rencananya adalah : Hu = Vux-y - Hu-y = 8078.55 – 33469.03 = 25390.48 N (←) Vux = Vux-x + Hu-x = 28173.2 + 9597.09 = 37770.33 N (↑)

Mu-y

Vux-x Hu-x Vux Vux-y

Hu-y

Mu-x Hu

Vu-y 10 10 x .17 mm) F W 4 ' 4x1 r : 10 Rafte 254 x 8.6 x (254

(254

Raf x 254 ter : 10' W x 8.6 F 4 x 1 10 x 10 4.17 mm)

Gambar K-11 Beban Pada Puncak Rafter Eksterior

1. Menentukan Jenis Sambungan, Jumlah Daerah Sambung dan Konektornya Jenis sambungan:




Halaman:

dari

halaman

Sambungan adalah sambungan puncak rafter, menghubungkan dua profil dari satu rafter. Sambungan menggunakan media sambung: pelat ujung. Rafter adalah dari profil 10‟ WF 10 x 10, dengan mutu fy = 400 MPa. Data dimensi profil ditunjukkan Tabel K-1 Pelat sambung badan dan pelat sambung sayap, masing-masing adalah pelat baja dengan tebal 10 mm, dari mutu fy = 400 MPa. Tabel K-1. Data Dimensi 10’ WF 10 x 10 10’ WF 10 x 10(72.92 kg/m’)


B

H

d

t

r

A

Ix

Iy

ix

iy

Sx

Sy

mm

mm

mm

mm

mm

mm2

mm4

mm4

mm

mm

mm3

mm3

1.14 x 108 Jumlah daerah sambung dan deskripsi konektornya:

3.87 x 107

110.5

64.5

8.95 x 105

3.05 x 105

254

254

8.64

14.17

12.7

9290

Sambungan memiliki dua daerah sambung: 1. Ujung rafter ke pelat sambung ujung; konektor las dari mutu fy = 400 MPa. 2. Pelat ujung rafter yang satu ke pelat ujung rafter berikutnya.; konektor baut dari mutu fy = 400 MPa. Konektan - konektan dan daerah sambung dari sambungan yang hendak direncanakan ditunjukkan dalam Gambar K-12

(254 Rafter : x 254 1 x 8.6 0' WF 10 4x1 x 4.17 10 mm)

) x 10 F 10 4.17 mm W ' 0 1 1 x : 4 r Rafte 254 x 8.6 x 4 5 (2

(a)

(254 Rafter : x 254 1 x 8.6 0' WF 10 4x1 x 4.17 10 mm)

0 m) 0x1 WF 1 x 14.17 m ' 0 1 4 r: Rafte 254 x 8.6 x (254

(b) Gambar K-12 Konektan dan Daerah Sambung dari Sambungan Puncak Gabel




Halaman:

dari

halaman

(a) Daerah sambung-1: Konektan Las (b) Daerah sambung-2: Konektan Baut 2. Mendesain. 2.1 Daerah Sambung-1: Ujung rafter ke pelat ujung, konektor: las 1. Mengusulkan bentuk, posisi dan jumlah badan las.

- Las sayap bagian luar: 1 badan; las sudut. - Las sayap bagian dalam: 2 badan, masing-masing 2 segmen; las sudut. - Las badan balok: 2 badan; las sudut. 2. Mengusulkan tebal las (tt) dan panjang las (Lt).

a) Las sayap bagian luar: tt = 10 mm; ►las dirancang untuk ketebalan tertentu maka usulan tebal las ini telah memenuhi SNI „2002 (13.5.3.3) Lt = 254 mm > 4tt = 4(10) = 40 mm; ► memenuhi SNI „2002 (13.5.3.5). b) Las sayap bagian dalam: tt = 10 mm; ►las dirancang untuk ketebalan tertentu maka usulan tebal las ini telah memenuhi SNI „2002 (13.5.3.3) Lt satu segmen = 100 mm > 4tt = 4(10) = 40 mm; ► memenuhi SNI „2002 (13.5.3.5). Ada dua segmen sehingga, Lt = 2 x 100 = 200 mm. c) Las badan rafter: tt = 10 mm; ►las dirancang untuk ketebalan tertentu maka usulan tebal las ini telah memenuhi SNI „2002 (13.5.3.3) Lt = 180 mm > 4tt = 4(10) = 40 mm; ► memenuhi SNI „2002 (13.5.3.5). Usulan tebal dan panjang las, serta posisi las pada daerah sambung-1 ditunjukkan dalam Gambar K-13




Halaman:

dari

halaman

x 10 mm) 0 1 F 0' W 4 x 14.17 1 : r Rafte 254 x 8.6 x (254

Tampak Depan

180 mm

265 mm

A

100 mm

254 mm

A

Potongan A-A

Gambar K-13. Usulan Dimensi dan Letak Badan Las pada Daerah Sambung-1

(Catatan: pengusulan panjang badan las harus dilakukan dengan memperhatikan ruang tempat las yang tersedia dan yang dimungkinkan oleh dimensi bagian-bagian konektan). 3. Menghitung dan menentukan beban badan las Ru Tradisi “penugasan” yang biasa dianut para sarjana teknik sipil dipakai dalam perencanaan ini. Las badan ditugaskan memikul Muy = 1.30 x 107 Nmm, las sayap bagian dalam ditugaskan memikul Mux = 5.34 x 107 Nmm dan las sayap bagian luar ditugaskan memikul Vux = 37770.33 N dan Vuy = 4271.46 N a) Las sayap bagian luar Aspek pembebanan adalah aspek tipikal-2 . Dengan demikian maka: √ √ 38011.10) = 19005.55 N b) Las sayap bagian dalam; Aspek pembebanan adalah aspek tipikal-3. Dengan demikian maka: (

) ; dengan a adalah jarak dari pusat las sayap bagian dalam bagian atas dan las sayap bagian dalam sebelah bawah seperti pada Gambar K-13 di atas.




Halaman:

(

dari

halaman

)

c) Las badan rafter; Aspek pembebanan adalah aspek tipikal-7. Dengan demikian maka:

Dengan L adalah jarak dari pusat las sayap bagian dalam bagian atas dan las sayap bagian dalam sebelah bawah seperti pada Gambar K-13 di atas.

4. Memeriksa kecukupan kekuatan badan las a) Las sayap bagian luar; Badan las adalah las sudut maka formula desain las sudut berdasarkan SNI 2002 butir 13.5.3.10 dipakai untuk memeriksa kecukupan kekuatan badan las. Formula desain adalah:

Ru

= 19005.55 N

Φf

= 0,75

fw= min (fu ; fuv) fw= min (370 ; 370) = 370 MPa Ru ≤ 0.75 x 10 x 254 x (0.6 x 370) = 19005.55 N ≤ 422910 N

Ru

[memenuhi formula desain] b) Las sayap dalam Badan las adalah las sudut maka dengan formula desain yang sama seperti pada a): Ru

=

N;

Φf

= 0,75

fw= min (fu ; fuv) fw= min (370 ; 370) = 370 MPa Ru ≤ 0.75 x 10 x 200 x (0.6 x 370) N ≤ 333000 N [memenuhi formula desain] c) Las badan rafter; Badan las adalah las sudut maka dengan formula desain yang sama seperti pada (a):




Halaman:

Ru

= 4.34 x 104 N;

Φf

= 0,75

dari

halaman

fw= min (fu ; fuv) fw= min (370 ; 370) = 370 MPa Ru ≤ 0.75 x 10 x 180 x (0.6 x 370) 4.34 x 104 N ≤ 299700 N [memenuhi formula desain] Semua badan las memenuhi formula desain yang disyaratkan, maka usulan rancangan las untuk daerah sambung-1 dapat dipakai. 5. Merekomendasi konstruksi badan las dalam suatu gambar rencana. Langkah ini akan dilakukan secara tergabung bersama langkah yang sama dari daerah sambung-2 pada tahap „mendokumentasikan hasil perencanaan‟.

2.2 Daerah Sambung-2: Pelat ujung ke sayap rafter, konektor: baut 1. Mengusulkan konfigurasi letak baut. Usulan-1: konfigurasi terdiri dari satu lajur baut, masing-masing lajur terdiri dari tiga baut (n = 6), seperti yang ditunjukkan Gambar K-15. Semua baut berdiameter 21 mm. a) Jarak minimum antar pusat lubang. Jarak antar pusat lubang yang diusulkan, Rb, adalah 77 mm. Rb > 3dbaut 77 > 3(21) 77 > 63 mm [memenuhi SNI „2002(13.4.2)]. b) Jarak maksimum antar pusat pengencang Jarak antar pusat pengencang yang diusulkan, Rb, adalah 131 mm. Rb = 131 < min (15tp ; 200) mm Maka : 131 < min (15(10) ; 200) mm 131 < min (150 ; 200) mm 131 < min 150 mm [memenuhi SNI‟2002(13.4.3)]. c) Jarak tepi minimum.




Halaman:

dari

halaman

Jarak tepi minimum yang diusulkan, Rb, adalah 61 mm. Rb = 61 > 1.5 db 61 > 1.5 (21) 61 > 31.5 mm [memenuhi SNI‟2002(13.4.3)]. d) Jarak maksimum antar pusat pengencang pada baris luar pengencang dalam arah gaya. Jarak antar pusat pengencang pada baris luar pengencang dengan dalam arah gaya yang diusulkan, Rb, adalah 77 mm. Rb = 77 < min (4tp + 100 ; 300) mm 77 < min (4(10) + 100 ; 300) mm 77 < min (140 ; 300) mm 77 < 140 mm [memenuhi SNI‟2002(13.4.3)] e) Jarak minimum antar lereng las dengan pusat pengencang Jarak minimum antar lereng las dengan pusat pengencang yang diusulkan, Rb, adalah 65. Rb = 65 > 3db 69 > 3 (21) 69 > 63 mm Semua syarat dipenuhi usulan penempatan baut. Usulan konfigurasi baut dapat dipakai. A A

) x 10 F 10 4.17 mm W ' 1 0 1 x : 4 r 6 Rafte 254 x 8. x (254

B

B

65 mm

C

C

77 mm 285 mm

B

B

65 mm

131 mm A

61 mm 61 mm 100 mm 100 mm 254 mm

Tampak Depan

Potongan A-A

Gambar K-14 Konfigurasi Letak Baut




Halaman:

dari

halaman

2. Menentukan karakteristik baut. Analisa atas sambungan mengungkapkan bahwa beban sambungan M dan H menyebabkan gaya tarik Td pada masing-masing baut, dan beban sambungan V menyebabkan gaya geser Vd pada setiap baut. Karena beban-beban sambungan bekerja serentak maka baut berkarakteristik „baut kombinasi geser-tarik‟. 3. Menghitung dan menentukan beban maksimum pada baut. a) Gaya tarik baut (TdH) akibat beban horisontal H = -25390.5 N. H = -25390.5 N → TdH = 1/4 x (-25390.5) = - 6347.62 N b) - Gaya geser baut (Vdx) akibat beban vertikal Vux = 37770.33 N Vux = 37770.33 N ► Vdx = [

]

- Gaya geser baut (Vdy) akibat beban vertikal Vuy = 4271.46 N Vuy = 4271.46 N ► Vdy = [ Maka Vd = √

]

√

c) Gaya tarik baut maksimum - Gaya tarik baut maksimum (F1-x) akibat Mux = 5.34 x 107 Nmm

∑ Gaya tarik maksimum pada baut (F1) : [

]

Terdapat dua baut pada taraf 1 (h = 77 mm) , maka gaya tarik untuk salah satu baut pada taraf ini (misalnya yang di sebelah kiri atau di sebelah kanan) (F1-x) F1-x.ki = (1/2) x

= 346753,24 N

- Gaya tarik baut maksimum (F1-y) akibat Muy = 1.30 x 107 Nmm

∑

Gaya tarik maksimum pada baut (F1-y) : [

]




Halaman:

dari

halaman

Terdapat tiga baut pada taraf 1 (h = 131 mm) , maka gaya tarik untuk salah satu baut pada taraf ini (misalnya yang di sebelah kiri atau di sebelah kanan) (F1-y) F1-y.ki = (1/2) x

= 49798.40 N

Gaya tarik total maksimum pada baut (Td) adalah: Td

= TdH + F1-x.ki + F1-y.ki = (-6347.62) + 346753,24 + 49798.40 = 453957.55 N

Karena Td dan Vd bekerja serentak pada baut maka baut adalah „baut kombinasi gesertarik‟. 4. Memeriksa kecukupan kekuatan baut dan kekuatan tumpuan baut. Baut pada daerah sambung ini, dengan demikian, akan dirancang dengan menggunakan persamaan persamaan perencanaan untuk baut kombinasi geser-tarik. SNI 03 – 1729 – 2002 mensyaratkan bahwa baut kombinasi geser-tarik harus memenuhi dua persamaan. -

Persamaan 13.2-4 Vu = √

√

N

Φf = 0.75 n

= 4; (jumlah baut adalah empat buah)

r1 = 0.5; (baut tanpa ulir pada bidang geser, sesuai SNI „2002 (13.2.2.1). m = 1; (jumlah bidang geser adalah satu).

Fuv = (

) / (4 x (1/4 x 3.14 x (212)))

= 27.40 N/mm2

0,5 x 0.75 x 370 x 1

= 138.75 N/mm2

27.40 N/mm2 < 138.75 N/mm2; [memenuhi persamaan 13.2-4] -

Persamaan 13.2-5 dan 13.2-6. Dari persamaan 13.2-5;

Diperoleh : Ab

= 1/4 x 3.14 x 212 = 346.19 mm2

Tu / n

= 1134889.39 N

Maka :




Halaman:

dari

halaman

ft ≥ ((1134889.39) / (0.75 x 346.19 )) ft ≥ 437.10 N/mm2 Persamaan 13.2-6

f1 = 807 MPa; (baut mutu tinggi). r2 = 1.5; (baut tanpa ulir pada bidang geser). f2 = 621 MPa; (baut mutu tinggi). Maka: 437.10 ≤ (807 – (1.5 x 27.40)) → 437.10 ≤ 765.83 Dan 437.10 ≤ 621 [memenuhi persamaan 13.2-5 dan 13.2-6]. -

Kekuatan Tumpuan Baut; persamaan 13.2-7 Formula desain untuk kuat tumpu adalah:

9520.77 ≤ 2.4 x 0.75 x 21 x 370 x 10 9520.77 N ≤ 139860 N [memenuhi persyataran kuat tumpu (SNI „2002 persamaan 13.2-7)]. Karena memenuhi semua persamaan kekuatan yang disyaratkan maka usulan sambungan baut untuk daerah sambung-2 dapat dipakai. 5. Merekomendasikan konstruksi sambungan dalam suatu gambar rencana. Langkah ini akan dilakukan secara tergabung bersama langkah yang sama dari daerah sambung-1 pada tahap „mendokumentasikan hasil perencanaan.

3.

Mendokumentasi Hasil Perencanaan. 3.1.

Gambar Rencana. Gambar rencana untuk sambungan ini ditampilkan dalam Gambar K-16.

3.2

Spesifikasi Teknis Spesifikasi teknis sambungan dinyatakan dalam Platform K-16. a. Las Sayap Luar : Las sudut, tt = 10 mm. Mutu las fy = 400 MPa.




Halaman:

b. Las Sayap Dalam : Las sudut, tt = 10 mm. Mutu las fy = 400 MPa. c. Las Badan : Las sudut, tt = 10 mm. Mutu las fy = 400 MPa. d. Baut : Baut hitam diameter (Ø) = 21 mm. Mutu las fy = 400 MPa. e. Pelat Ujung : Pelat baja 285 x 10 (mm). Mutu pelat fy = 400 MPa.

dari

halaman




Halaman:

Ada di autocad Gambar K-16 Gambar Rencana Sambungan Puncak Rafter (Tanpa Skala)

dari

halaman




Halaman:

dari

halaman

11.2.2 Desain Sambungan Menerus Rafter Eksterior Hendak direncanakan suatu sambungan puncak rafter yang dibebani beban-beban sambungan sebagai berikut: Mux = 8.88 x 107 Nmm (+); Vux= 12133.8 N (↓); Muy = 4.06 x 106 Nmm (+); Vuy= 1603.02 N (tegak lurus gambar); Hu = 34817.24 N (tekan) Nila Mu, Vu, dan Nu diatas diperoleh dari hasil analisa menggunakan program analisa struktur SAP2000 versi 14 pada perhitungan struktur utama (Rafter) yaitu pada puncak rafter yang dapat dilihat pada Lampiran 20

Vux

Vuy

Nu Mu-x Mu-y

Gambar K-17 Beban Pada Sambungan Menerus Rafter Eksterior

1. Menentukan Jenis Sambungan, Jumlah Daerah Sambung dan Konektornya Jenis sambungan: Sambungan adalah sambungan menerus rafter, menghubungkan dua profil dari satu rafter. Sambungan menggunakan media sambung: pelat-pelat badan di kedua pihak profil dan pelat-pelat sayap pada sayap profil. Rafter adalah dari profil 10‟ WF 10 x 10, dengan mutu fy = 400 MPa. Data dimensi profil ditunjukkan Tabel K-2 Pelat sambung badan dan pelat sambung sayap, masing-masing adalah pelat baja dengan tebal 10 mm, dari mutu fy = 400 MPa.




Halaman:

dari

halaman

Tabel K-2. Data Dimensi 10‟ WF 10 x 10 10’ WF 10 x 10 (72.92 kg/m’)


B

H

d

t

r

A

Ix

Iy

ix

iy

Sx

Sy

mm

mm

mm

Mm

mm

mm2

mm4

mm4

mm

mm

mm3

mm3

14.1 1.14 x 12.7 9290 7 108 Jumlah daerah sambung dan deskripsi konektornya:

3.87 x 107

110. 5

64.5

8.95 x 105

3.05 x 105

254

254

8.64

Sambungan memiliki dua daerah sambung: 1. Badan profil ke pelat sambung badan; konektor baut dari mutu fy = 400 MPa. 2. Sayap profil ke pelat sambung sayap ; konektor baut dari mutu fy = 400 MPa. Konektan - konektan dan daerah sambung dari sambungan yang hendak direncanakan ditunjukkan dalam Gambar K-18

Daerah Sambung 2

Daerah Sambung 1

Daerah Sambung 2

Gambar K-18 Konektan dan Daerah Sambung dari Sambungan Menerus

2. Mendesain. 2.1 Daerah Sambung-1: Ujung rafter ke pelat ujung, konektor: baut 1. Mengusulkan konfigurasi letak baut. Usulan-1: Pada setiap ujung, konfigurasi terdiri dari dua baris baut masing-masing terdiri dari tiga baut (n = 6). Karena terdapat pelat sambung badan sebelah-menyebelah badan profil, setiap baut memiliki dua penampang (bidang geser) (m=2). Semua baut berdiameter 16 mm. Daerah sambung-1 dapat dipahami dengan mengamati Gambar K-18. Usulan konfigurasi baut untuk daerah sambung ini ditunjukkan Gambar K-19




Halaman:

dari

halaman

diautocad Gambar K-19. Tampak Depan Sambungan menunjukkan Konfigurasi Baut Usulan-1 pada Daerah Sambung-1




Halaman:

dari

a) Jarak minimum antar pusat lubang. Jarak antar pusat lubang yang diusulkan, Rb, adalah 70 mm. Rb > 3dBaut Maka : 70 > 3 (16) mm 70 > 48 mm [memenuhi SNI „2002(13.4.2)]. b) Jarak maksimum antar pusat pengencang Jarak antar pusat pengencang yang diusulkan, Rb, adalah 70 mm. Rb < min (15tp ; 200) mm Maka : 70 < min (15(10) ; 200)mm 70 < min (150 ; 200) mm 70 < 150 mm [memenuhi SNI „2002(13.4.2)]. c) Jarak maksimum antar pusat pengencang pada baris luar pengencang dalam arah gaya. Jarak antar pusat pengencang pada baris luar pengencang dengan dalam arah gaya yang diusulkan, Rb, adalah 70 mm. Rb < min (4tp + 100 ; 200) mm Maka : 70 < min (4(10) + 100 ; 300)mm 70 < min (140 ; 300) mm 70 < 140 mm [memenuhi SNI‟2002(13.4.3)]. d) Jarak tepi minimum. Jarak tepi minimum yang diusulkan, Rb, adalah 50 mm. Rb > 1,5db mm Maka : 50 > 1,5 (16) mm 50 > 24 mm [memenuhi SNI‟2002(13.4.3)]. Semua syarat dipenuhi usulan penempatan baut. Usulan konfigurasi baut dapat dipakai. 2. Menentukan karakteristik baut.

halaman




Halaman:

dari

halaman

Analisa atas sambungan mengungkapkan bahwa beban sambungan Mu menyebabkan gaya tarik Td pada masing-masing baut, dan beban sambungan Nu menyebabkan gaya geser Vd pada setiap baut. Karena beban-beban sambungan bekerja serentak maka baut berkarakteristik „baut kombinasi geser tarik‟. 3. Menghitung dan menentukan beban maksimum pada baut. Tradisi

“penugasan” yang biasa dianut para sarjana struktur teknik sipil dipakai dalam

perencanaan ini. Daerah sambung badan ditugaskan memikul Vux = 12133.8 N Nmm dan Muy = 4.06 x 106 Nmm, sedang daerah sambung sayap ditugaskan memikul Mux = 8.88 x 107 Nmm dan Vuy = 1603.02 N. Pembebanan pada baut di daerah sambung-1 diuraikan oleh Gambar K-20 dan Gambar K-21 Perhatikan bahwa karena Vu bekerja eksentris terhadap pusat konfigurasi baut (Gambar K-20) maka pada konfigurasi ini, bekerja pula Mv (Gambar K-21) akibat Vu yang besarnya adalah Vu.e. Pembebanan pada baut di daerah sambung-2 diuraikan oleh Gambar K-26, Gambar K-27 dan Gambar K-28. Perhatikan bahwa beban Vuy di bebankan pada sayap bagian atas dan bawah dari profil, sehingga digantikan dengan 1 buah momen torsi (Ty) yang besarnya adalah (½ Vuy).e dan satu buah beban geser (Vpy) yang besarnya sama dengan (½ Vuy), beban-beban ini bekerja seperti pada Gambar K-26. Beban torsi Ty bekerja pada masing-masing sayap profil saling berlawanan, hal ini meniadakan beban torsi Ty dan tersisa beban Vpy dan Fp yang bkerja pada masing-masing sayap profil (Gambar K-27), karena Vpy bekerja eksentris terhadap pusat konfigurasi baut (Gambar K-27) maka pada konfigurasi ini, bekerja pula Mvpy (Gambar K-28) akibat Vpy yang besarnya adalah Vu.e.

Vux

Mu-y

Gambar K-20. Pembebanan pada Daerah Sambung-1.




Halaman:

dari

halaman

Beban-beban maksimum yang timbul pada baut akibat pemebebanan daerah sambung ini adalah VdN, VdVu dan dan VdM yang ditunjukkan Gambar K-22 dan Gambar K-23, dan diuraikan di bawah ini:

Vux

Nu Mv

Mu-y 118.75 mm

(a)

Nu Muy

Hp

Nu

(b) Gambar K-21. Pembebanan Daerah Sambung-1 (a) beban momen terpusat yang timbul akibat eksentrisitas Vu terhadap pusat konfigurasi baut (b) konversi Mu ke gaya kopel yang bekerja pada pelat sambung badan.




Halaman:

dari

halaman

Vux VdM v6 Vd vux

Mv

Nu VdM h6

Vd Nu

112.50 mm Gambar K-22. Pembebanan Daerah Sambung-1 Menunjukkan Komponen-Komponen Beban pada Baut No. 6

Vux VdM v6 Vd vux

Mv

Nu VdM h6

Vd

Vd Nu

112.50 mm Gambar K-23. Tampak Depan Daerah Sambung-1 Menunjukkan Beban Geser Maksimum pada Baut no. 6

(a) VdN, gaya geser baut akibat beban aksial akibat konversi Muy = 4.06 x 106 Nmm. Besarnya kopel gay akibat Muy,




Halaman:

dari

halaman

Nu = Muy/hp = 4.06 x 106 / (d + 0.5 tp + 0.5 tp) = 4.06 x 106 / (8.64 + (0.5 x 10) + (0.5 x 10)) = 4.06 x 106 / 18.64 = 217811.16 N Nu = 217811.16 N = ►VdN = (b) V , gaya geser baut akibat beban vertikal Vu = 12133.8 N Vu = 12133.8 N = ► VdVu = (c) VdM, gaya geser baut akibat momen MV yang ditimbulkan gaya geser Vu = 12133.8 N. Besar Mv, dengan demikian, adalah: Mv = Vu.e = 12133.8 x 112.5 = 1365052.5 Nmm Tabel K-3. Gaya Geser Baut yang Ditimbulkan Mv No Baut 1 2 3 4 5 6

xi (mm) 75 0 75 75 0 75 Jumlah

yi (mm) 40 40 40 40 40 40

xi2(mm2)

yi2(mm2)

5625 0 5625 5625 0 5625 22500

1600 1600 1600 1600 1600 1600 9600

VdMH (N) 5687.72 5687.7188 5687.7188 5687.7188 5687.7188 5687.7188

VdMV (N) 4550.175 0 4550.175 4550.175 0 4550.175

Pemeriksaan atas konfigurasi baut yang ditunjukkan Gambar K-22 dan Gambar K-23 menunjukkan bahwa gaya geser maksimum Vd terjadi pada baut no. 6. Gaya geser vertikal, VdMV4, yang ditimbulkan Mv pada baut no. 6 adalah: ∑ m = 2 ► VdMV6 m= 2 ► = (0.5 x 4550.175) = 2275.088 N m = 2 ► VdMH6 m= 2 ► = (0.5 x 5687.7188) = 2843.859 N dan gaya geser horizontal pada baut yang sama, VdMH6, yang ditimbulkan Mv adalah : Vdh = VdN + VdMH6

=

VdV = VdVu + VdMv6 = √

√

+ 5687.7188 = 20997.7 N + 5687.7188 = 3286.238 N N

4. Memeriksa kecukupan kekuatan baut dan kecukupan kekuatan tumpuan baut. (a) Kekuatan Baut. Karena berkarakteristik „baut dalam geser‟ maka kecukupan kekuatan baut pada daerah




Halaman:

dari

halaman

sambung ini akan diperiksa menggunakan formula rancang bagi baut dalam geser berikut ini:

Øf = 0.75 r1 = 0.5 (Baut tanpa Ulir Pada Bidang Geser) = 370 MPa Ab = ¼ π d2 = ¼ x 3.14 x 162 = 200.96 21246.4 N ≤ 0.75 x 0.5 x 370 x 200.96 21246.4 N ≤ 27883.2 (OK) [memenuhi SNI „2002 (13.2-2)]. Baut cukup kuat terhadap beban, sebagaimana terlihat dari rasio beban terhadap kekuatan adalah 5. Memeriksa kecukupan kekuatan baut dan kekuatan tumpuan baut. Ketentuan Syarat bats untuk Kuat Tumpu adalah : 21246.4 ≤ 2,4 x 0,75 x 16 x 10 x 370 21246.4 ≤ 92067.84 N (OK) 6. Memeriksa kecukupan kekuatan pelat sambung badan. Selain baut, harus dapat dipastikan bahwa pelat sambung badan cukup kuat memikul beban-beban Vux = 12133.8 N , Vuy = 1603.02 N dan Nu = 34817.24 N yang bekerja padanya. Vu mengakibatkan tegangan geser τVu dan tegangan lentur σVu pada penampang pelat: (Ukuran Plat) = 180 x 10 mm.

Zx-plat badan = (1/6)(2)Tpelat badan (h2 pelat badan)

=(1/6)2x 10 x 1802 = 9000 mm3

sedangkan Nu mengakibatkan tegangan tarik Nu pada penampang yang sama:




Halaman:

dari

halaman

Total tegangan aksial σ total yang dipikul penampang pelat badan adalah:

Dan tidak melampaui kuat lentur pelat badan fy =440 MPa. Total tegangan geserl τtotal yang dipikul penampang pelat badan adalah: 3.37 dan tidak melampaui kekuatan geser pelat badan 0.6fy = 240 MPa. Dengan demikian maka pelat sambung badan cukup kuat untuk memikul beban-beban sambungan yang dibebankan kepadanya. Karena memenuhi semua persamaan kekuatan dan tata letak yang disyaratkan maka usulan sambungan baut untuk daerah sambung-1 dapat dipakai. 7. Merekomendasikan konstruksi sambungan dalam suatu gambar rencana. Kegiatan ini akan

dilakukan secara tergabung dengan kegiatan yang sama untuk daerah

sambung-2 pada tapah „mendokumentasikan hasil perencanaan‟.

(ii). Daerah sambung-2: Sayap profil ke pelat sambung sayap. Konektot baut. 1. Mengusulkan konfigurasi letak baut. Usulan-1: Pada setiap ujung, konfigurasi terdiri dari dua baris baut masing-masing terdiri dari 4 baut (n = 8. Akan digunakan dua pelat sayap, pelat sayap luar dan pleat sayap dalam, masingmasing pada pada sambungan sayap atas dan sambungan sayap bawah, maka jumlah bidang geser baut adalah 2 (m = 2). Semua baut berdiameter 16 mm. Daerah sambung-2 dapat dipahami dengan mengamati Gambar K-18. Usulan konfigurasi baut untuk daerah sambung ini ditunjukkan Gambar K-24 dan Gambar K-25.




Halaman:

dari

halaman

Di autocad Gambar K-24. Potongan B-B dari Gambar K-19, Menunjukkan Usulan Konfigurasi Baut Pelat Sayap Luar

Di autocad Gambar K-25. Potongan C-C dari Gambar K-19, Menunjukkan Usulan Konfigurasi Baut Pelat Sayap Dalam




Halaman:

dari

halaman

(a) Jarak minimum antar pusat lubang Jarak antar pusat lubang yang diusulkan, Rb, adalah 50 mm. Rb = 50 > 39 mm. (b) Jarak maksimum antar pusat pengencang Jarak antar pusat pengencang yang diusulkan, Rb, adalah: 100 mm. Rb < min (4tp + 100 ; 200) mm 100 < 150 memenuhi SNI‟2002(13.4.3)]. (c) Jarak maksimum antar pusat pengencang pada baris luar pengencang dalam arah gaya. Jarak antar pusat pengencang pada baris luar pengencang dengan dalam arah gaya yang diusulkan, Rb, adalah: Rb < min (4tp + 100 ; 200) mm 100 < 140 [memenuhi SNI‟2002(13.4.3)]. (d) Jarak tepi minimum. Jarak tepi minimum yang diusulkan, Rb, adalah Rb > 1,5 db 30 > 24 mm [memenuhi SNI‟2002(13.4.3)]. Semua syarat dipenuhi usulan penempatan baut. Usulan konfigurasi baut dapat dipakai. 2. Menentukan karakteristik baut. Pemeriskaan atas daerah sambungan dan orientasi Mu menyatakan bahwa baut daerah sambung ini adalah „baut dalam geser‟. 3. Menghitung dan menentukan beban maksimum pada baut. 

Kepada daerah sambung ini ditugaskan memikul Mux = 8.88 x 107 Nmm dan menimbulkan kopel gaya Fp =Mu/hp pada pelat sambung sayap atas dan bawah, dengan hp adalah jarak antar pusat-pusat pelat sambung sayap (Gambar K-26). Besar gaya kopel Fp adalah:



Kepada daerah sambung ini juga ditugaskan untuk memikul Vuy = 1603.02 N, beban ini di konversi menjadi sebuah momen torsi Ty yang besarnya adala (1/2 Vuy).e dan sebuah gaya geser Vpy yang besar (1/2 Vuy) (Gambar K-26), sehingga besar masing-masing gaya pada masing-masing sayap adalah




Halaman:

-

dari

halaman

Ty = (1/2 x 1603.02) x (hp/2) = 801.51 (239.83) = 192226.1433 Nmm Beban yang sama bekerja pada bagian yang lain dari sayap profil yang orientasinya belawanan, sehingga beban ini saling meniadakan

-

Vpy = (1/2) x 1603.02 = 801.51 N Beban ini berkerja pada masing-masing sayap profil dengan arah yang sama.



Beban Vpy ini kemudian di konversi untuk bekerja di tengah pusat konfigurasi baut, sehingga beban Vpy ini akan di gantikan dengan satu buah momen Mvpy yang besarnya adalah Vpy.e dan satu buah gaya geser yang besarnya sama dengan Vpy. Jadi besarnya masing-masing gaya ini adalah -

Mvpy = Vpy.e = 801.51 (239.83) = 192226.1433 Nmm

-

Vpy = 801.51 N

Vpy Fp

Vuy Mu-x

e

Hp

e

Ty

Fp Vpy

Ty

Gambar K-26. Pembebanan Kopel Gaya Fp oleh Mux Dan Konversi Gaya Vuy Menjadi Momen Torsi Ty Dan Gaya Geser Vpy pada Daerah Sambung-2




Halaman:

70 mm

dari

halaman

Vpy

254.00 mm

Vd M h12 57 mm

Fp

Vdpy 57 mm

Mvpy

Vd

VdM h12 VdFp

70 mm 143.14 mm

Gambar K-27 Beban Yang Bekerja Pada Daerah Sambung-2

Vpy

70 mm

254.00 mm

Vd M h12 57 mm

Fp

Vdpy 57 mm

Mvpy

Vd

VdM h12 VdFp

70 mm 143.14 mm

Gambar K-28 Pembebanan Daerah Sambung-2 Menunjukkan Beban Momen Terpusat Yang Timbul Akibat Eksentrisitas Vpy Terhadap Pusat Konfigurasi Baut Dan Komponen-Komponen Beban pada Baut no.8

Karena pada pusat konfigurasi baut terbebani beban Mvpy, Vpy, dan Fp, maka akan di cari baut yang memikul gaya geser paling besar, sehingga  VdFp, gaya geser baut akibat beban Fp =

N;




Halaman:

dari

halaman

 VdVpy, gaya geser baut akibat beban Vpy = 801.51 N

 VdMvpy, gaya geser baut akibat momen Mvpy = 192226.1433 Nmm Tabel K-4. Gaya Geser Baut yang Ditimbulkan Mv No Baut

xi (mm) 1 2 3 4 5 6 7 8

yi (mm)

102 32 32 102 102 32 32 102 Jumlah

xi2(mm2)

57 57 57 57 57 57 57 57

yi2(mm2)

10404 1024 1024 10404 10404 1024 1024 10404 45712

3249 3249 3249 3249 3249 3249 3249 3249 25992

VdMH (N) 421.55 421.55 421.55 421.55 421.55 421.55 421.55 421.55

VdMV (N) 428.93 134.57 134.57 428.93 428.93 134.57 134.57 428.93

Pemerikasaan atas konfigurasi baut yang di tunjukkan Gambar12-27 menunjukkan bahwa gaya geser maksimum baut Vd terjadi pada baut no.8. Gaya geser vertikal, VdMV8, yangdi timbulkan Mvpy pada baut no.8 adalah: ∑

∑

m = 2 ► VdMV8 m= 2 ► = (0.5 x 428.93) = 214.465 N m = 2 ► VdMH8 m= 2 ► = (0.5 x 421.55) = 210.775 N dan gaya geser horizontal pada baut yang sama, VdMH5, yang ditimbulkan Mv adalah : VdH = VdFp + VdMH8

=

VdV = VdVpy + VdMv8 = √

√

+ 210.775 = 23358.08 N + 214.465 = 264.56 N N

4. Memeriksa kecukupan kekuatan baut dan kekuatan tumpuan baut. (a) Kekuatan Baut. Karena berkarakteristik „baut dalam geser‟ maka kecukupan kekuatan baut pada daerah sambung ini akan diperiksa menggunakan formula rancang bagi baut dalam geser berikut ini:




Halaman:

dari

halaman

Øf = 0.75 r1 = 0.5 (Baut tanpa Ulir Pada Bidang Geser) = 370 MPa Ab = 0.25 x 3.14 x 16 2 Ab = 200.96 mm2 23147.3 ≤ 0,75 x 0,5 x 370 x 200.96 23147.3 ≤ 27883.2 OK. Baut cukup kuat terhadap beban, sebagaimana terlihat dari rasio beban terhadap kekuatan adalah (b) Kekuatan Tumpuan Baut. Ketentuan syarat batas untuk kekuatan tumpu adalah:

Øf = 0.75 db = 16 mm tp = 14.17 mm fu =370 MPa Vd ≤ 2,4 x 0,75 x 16 x 14.17 x 370 23147.3 ≤ 150996 ...OK. [memenuhi persyataran kuat tumpu (SNI „2002 persamaan 13.2-7)]. 5.

Memeriksa kecukupan kekuatan pelat sambung sayap. Gaya kopel Fp =

N dan mengakibatkan tegangan tarik/tekan pada penampang

pelat sambung sayap. Tegangan tarik σFp yang timbul pada penampang pelat sambung sayap adalah:

dengan Apelat_sambung_sayap = Aefektif_pelat_sambung_sayap_luar + Aefektif_pelat_sambung_sayap_dalam Aefektif_pelat_sambung_sayap_luar =

Aefektif_pelat_sambung_sayap_luar = 1680 mm Aefektif_pelat_sambung_sayap_dalam = Aefektif_pelat_sambung_sayap_dalam = 1280 mm Jadi A plat sambung sayap = 1680 + 1280 = 2960 mm2




Halaman:

dari

halaman

σFv tidak melampaui kekuatan tarik pelat sambung sayap = 400 MPa. Dengan demikian maka pelat sambung sayap cukup kuat untuk memikul beban-beban sambungan yang dibebankan kepadanya. Karena memenuhi semua persamaan kekuatan dan tata letak yang disyaratkan maka usulan sambungan baut untuk daerah sambung-2 dapat dipakai. 6. Merekomendasikan konstruksi sambungan dalam suatu gambar rencana. Kegiatan ini akan dilakukan secara tergabung dengan kegiatan yang sama untuk daerah sambung-2 pada tapah „mendokumentasikan hasil perencanaan‟.




Halaman:

diautocad Gambar K-29 Gambar Rencana Sambungan Menerus (Tanpa Skala)

dari

halaman




Halaman:

dari

halaman

11.2.3 Desain Sambungan Kolom - Rafter Eksterior Hendak direncanakan suatu sambungan kolom - rafter yang dibebani beban-beban sambungan sebagai berikut: Mux = 1.72 x 108 Nmm (-); Vux= 38857.26 N (↓); Muy = 5.65 x 107 Nmm (-); Vuy= 27900 N (tegak lurus gambar); Hu = 43490.55 N (tekan) Nila Mu, Vu, dan Nu diatas diperoleh dari hasil analisa menggunakan program analisa struktur SAP2000 versi 14 pada perhitungan struktur utama (Rafter) yaitu pada puncak rafter yang dapat dilihat pada Lampiran 17 Karena rafter bersudut 160 terhadap horizontal, maka beban aksial dan geser akan di uraikan ke horizontal dan vertikal sehingga: Vux-y = Vux cos 740 = 38857.26 cos 740 = 10710.51 N (→) Vux-x = Vux sin 740 = 38857.26 sin 740 = 37351.99 N (↓) Hu-y = Hu cos 160 = 43490.55 cos 160 = 40867.7 N (←) Hu-x = Hu Sin 160 = 43490.55 sin 160 = 14874.6 N (↓) Jadi beban rencananya adalah : Hu = Vux-y - Hu-y = 10710.51 – 40867.7 = 30157.19 N (←) Vux = Vux-x + Hu-x = 37351.99 + 14874.6 = 52226.59 N (↓)

0 0x1 WF 1 4.17 mm) ' 0 1 1 r: Rafte x 8.64 x 254 x 4 (25

Vux Vux-y

Mu-y

Hu-y Hu

Kolom : 12' WF 12 x 12 (318 x 307 x 12.57 x 20.22 mm)

Vux-x Vu-y

Mu-x

Hu-x

Gambar K-30 Beban Pada Pertemuan Kolom-Rafter Eksterior




Halaman:

dari

halaman

1. Menentukan Jenis Sambungan, Jumlah Daerah Sambung dan Konektornya Jenis sambungan: Sambungan adalah sambungan rafter kolom, menghubungkan ujung rafter ke kolom. Sambungan menggunakan media sambung: pelat ujung. Rafter adalah dari profil 10‟ WF 10 x 10, dengan mutu fy = 400 MPa. Data dimensi profil ditunjukkan Tabel K-5. Pelat sambung badan dan pelat sambung sayap, masing-masing adalah pelat baja dengan tebal 10 mm, dari mutu fy = 400 MPa. Tabel K-5. Data Dimensi 10’ WF 10 x 10 10’ WF 10 x 10(72.92 kg/m’)


B

H

d

t

r

A

Ix

Iy

ix

iy

Sx

Sy

mm

mm

mm

Mm

mm

mm2

mm4

mm4

mm

mm

mm3

mm3

254

254

8.64

14.17

12.7

9290

1.14 x 108

3.87 x 107

110.5

64.5

8.95 x 105

3.05 x 105

Jumlah daerah sambung dan deskripsi konektornya: Sambungan memiliki dua daerah sambung: 1. Ujung rafter ke pelat sambung ujung; konektor las dari mutu fy = 400 MPa. 2. Pelat ujung rafter ke sayap kolom.; konektor baut dari mutu fy = 400 MPa. Konektan - konektan dan daerah sambung dari sambungan yang hendak direncanakan ditunjukkan dalam Gambar K-31

0 0 x 1 m) m WF 1 : 10' x 14.17 r te f Ra 8.64 54 x 2 x 254

(

Kolom : 12' WF 12 x 12 (318 x 307 x 12.57 x 20.22 mm)

Kolom : 12' WF 12 x 12 (318 x 307 x 12.57 x 20.22 mm)

0 0 x 1 m) m WF 1 : 10' x 14.17 r te f Ra 8.64 54 x 2 x (254

(a)

(b)

Gambar K-31 Konektan dan Daerah Sambung dari Sambungan Puncak Gabel (a) Daerah sambung-1: Konektan Las (b) Daerah sambung-2: Konektan Baut




Halaman:

2. 2.1

dari

halaman

Mendesain. Daerah Sambung-1: Ujung rafter ke pelat ujung, konektor: las 1. Mengusulkan bentuk, posisi dan jumlah badan las. - Las sayap bagian luar: 2 badan; las sudut. - Las sayap bagian dalam: 2 badan, masing-masing 2 segmen; las sudut. - Las badan balok: 2 badan; las sudut. 2. Mengusulkan tebal las (tt) dan panjang las (Lt). a) Las sayap bagian luar: tt = 10 mm; ►las dirancang untuk ketebalan tertentu maka usulan tebal las ini telah memenuhi SNI „2002 (13.5.3.3) Lt = 254 mm > 4tt = 4(10) = 40 mm; ► memenuhi SNI „2002 (13.5.3.5). b) Las sayap bagian dalam: tt = 10 mm; ►las dirancang untuk ketebalan tertentu maka usulan tebal las ini telah memenuhi SNI „2002 (13.5.3.3) Lt satu segmen = 80 mm > 4tt = 4(10) = 40 mm; ► memenuhi SNI „2002 (13.5.3.5). Ada empat segmen sehingga, Lt = 4 x 80 = 320 mm. c) Las badan tafter: tt = 31 mm; ►las dirancang untuk ketebalan tertentu maka usulan tebal las ini telah memenuhi SNI „2002 (13.5.3.3) Lt satu segmen = 150 mm > 4tt = 4(31) = 124 mm; ► memenuhi SNI „2002 (13.5.3.5). Ada dua segmen sehingga, Lt = 2 x 150 = 300 mm Usulan tebal dan panjang las, serta posisi las pada daerah sambung-1 ditunjukkan dalam Gambar K-32




Halaman:

dari

halaman

A

100 mm

180 mm

494 mm

465.49 mm

180 mm

x 10 F 10 7 mm) W ' 0 14.1 r:1 Rafte x 8.64 x x 254 (254

254 mm 307 mm

A

Tampak Depan

Potongan A - A

Gambar K-32. Usulan Dimensi dan Letak Badan Las pada Daerah Sambung-1 (Catatan: pengusulan panjang badan las harus dilakukan dengan memperhatikan ruang tempat las yang tersedia dan yang dimungkinkan oleh dimensi bagian-bagian konektan). 3. Menghitung dan menentukan beban badan las Ru Tradisi “penugasan” yang biasa dianut para sarjana teknik sipil dipakai dalam perencanaan ini. Las badan ditugaskan memikul Muy = 5.65 x 107 Nmm, las sayap bagian dalam ditugaskan memikul Mux = 1.72 x 108 Nmm dan las sayap bagian luar ditugaskan memikul Vux = 52226.59 N dan Vuy = 27900 N (Catatan: Pada kasus ini karena Hu bekerja menekan titik buhul maka tidak ada badan las yang di bebani Hu. Jika ada kemungkinan Hu bekerja bolak balik (tarik atau tekan), misalnya pada kasus struktur baja yang di bebani beban gempa, maka Hu yang berarah ke luar titik buhul (tarik) harus ditugaskan kepada salah satu badan las) a) Las sayap bagian luar




Halaman:

dari

halaman

Aspek pembebanan adalah aspek tipikal-2 . Dengan demikian maka: √ √ (

)

b) Las sayap bagian dalam; Aspek pembebanan adalah aspek dan tipikal-3. Dengan demikian maka: (

) ; dengan a adalah jarak dari pusat las sayap bagian dalam bagian atas dan las sayap bagian dalam sebelah bawah seperti pada Gambar K-32 di atas.

(

)

c) Las badan rafter; Aspek pembebanan adalah aspek tipikal-5 (Konversi Momen Ke Gaya Kopel). Dengan demikian maka:

Dengan a adalah jarak antar las badan, sebelah menyebelah, sehingga dengan las badan dengan sudut 450 diperoleh a = (((Tt/sin 450)/3) x 2) + d a = (((31/sin 450)/3) x 2) + 8.64 = 37.87 jarak a ini dapat di lihat pada Gambar K-33 berikut

Pelat Badan Profil WF Pelat Badan Pelat Ujung

8.64 mm

37.87 mm Gambar K-33 Jarak Antara Las Badan Profil




Halaman:

dari

halaman

4. Memeriksa kecukupan kekuatan badan las a) Las sayap bagian luar; Badan las adalah las sudut maka formula desain las sudut berdasarkan SNI 2002 butir 13.5.3.10 dipakai untuk memeriksa kecukupan kekuatan badan las. Formula desain adalah: (

)

Ru

= 29605.85 N

Φf

= 0.75

fw

= min (fu ; fuv)

fw

= min (370 ; 370)

= 370 MPa

Ru ≤ 0.75 x 10 x 254 x (0.6 x 370) = 29605.85 N ≤ 422910 N

Ru

[memenuhi formula desain] b) Las sayap dalam Badan las adalah las sudut maka dengan formula desain yang sama seperti pada a): ( Ru

=

Φf

= 0.75

) N;

fw= min (fu ; fuv) fw= min (370 ; 370) = 370 MPa Ru ≤ 0.75 x 10 x 320 x (0.6 x 370) N ≤ 532800 N [memenuhi formula desain] c) Las badan rafter; Badan las adalah las sudut maka dengan formula desain yang sama seperti pada (a): (

)

Ru

= 1491946.13 N;

Φf

= 0.75

fw= min (fu ; fuv) fw= min (370 ; 370) = 370 MPa Ru ≤ 0.75 x 31 x 300 x (0.6 x 370) 1491946.13 N ≤ 1548450 N




Halaman:

dari

halaman

[memenuhi formula desain] Semua badan las memenuhi formula desain yang disyaratkan, maka usulan rancangan las untuk daerah sambung-1 dapat dipakai. 5. Merekomendasi konstruksi badan las dalam suatu gambar rencana. Langkah ini akan dilakukan secara tergabung bersama langkah yang sama dari daerah sambung-2 pada tahap „mendokumentasikan hasil perencanaan‟. 2.2

Daerah Sambung-2: Pelat ujung ke sayap rafter, konektor: baut 1. Mengusulkan konfigurasi letak baut. Usulan-1: konfigruasi terdiri dari dua lajur baut, masing-masing lajur terdiri dari delapan baut (n = 8), seperti yang ditunjukkan Gambar K-34. Semua baut berdiameter 20 mm. a) Jarak minimum antar pusat lubang. Jarak antar pusat lubang yang diusulkan, Rb, adalah 63 mm. Rb > 3dbaut 63 > 3(20) 63 > 60 mm [memenuhi SNI „2002(13.4.2)]. b) Jarak maksimum antar pusat pengencang Jarak antar pusat pengencang yang diusulkan, Rb, adalah 63 mm. Rb = 63 < min (15tp ; 200) mm Maka : 63 < min (15(10) ; 200) mm 63 < min (150 ; 200) mm 63 < min 150 mm [memenuhi SNI‟2002(13.4.3)]. c) Jarak tepi minimum. Jarak tepi minimum yang diusulkan, Rb, adalah 79 mm. Rb = 79 > 1.5 db 74 > 1.5 (20) 74 > 30 mm [memenuhi SNI‟2002(13.4.3)]. d) Jarak maksimum antar pusat pengencang pada baris luar pengencang dalam arah gaya. Jarak antar pusat pengencang pada baris luar pengencang dengan dalam arah gaya yang diusulkan, Rb, adalah 120 mm. Rb = 120 < min (4tp + 100 ; 300) mm




Halaman:

dari

halaman

120 < min (4(10) + 100 ; 300) mm 120 < min (140 ; 300) mm 120 < 140 mm [memenuhi SNI‟2002(13.4.3)]. e) Jarak minimum antar lereng las dengan pusat pengencang Jarak minimum antar lereng las dengan pusat pengencang yang diusulkan, Rb, adalah 63. Rb = 63 > 3db 61 > 3 (20) 61 > 60 mm Semua syarat dipenuhi usulan penempatan baut. Usulan konfigurasi baut dapat dipakai. A

A B

C

C

77 mm

B

65 mm 61 mm 63 mm 61 mm 71 mm

Kolom : 12' WF 12 x 12 (318 x 307 x 12.57 x 20.22 mm)

B B

B

C

C

B

B

A 74 mm 65 mm

A

64 mm 65 mm

B

564 mm

10 10 x mm) ' WF 7 r : 10 4 x 14.1 te f a .6 R 8 254 x x 4 5 (2

74 mm 65 mm 307 mm

Potongan A - A

Tampak Depan

Gambar K-34 Konfigurasi Letak Baut 2. Menentukan karakteristik baut. Analisa atas sambungan mengungkapkan bahwa beban sambungan M dan H menyebabkan gaya tarik Td pada masing-masing baut, dan beban sambungan V menyebabkan gaya geser Vd pada setiap baut. Karena beban-beban sambungan bekerja serentak maka baut berkarakteristik „baut kombinasi geser-tarik‟. 3. Menghitung dan menentukan beban maksimum pada baut. a) Gaya tarik baut (TdH) akibat beban horisontal H = -30157.19 N. H = -30157.19 N → TdH

=1/8 x (-30157.19) = -3769.65 N

b) - Gaya geser baut (Vdx) akibat beban vertikal Vux = 52226.59 N Vux = 52226.59 N ► Vdx = [

]




Halaman:

dari

halaman

- Gaya geser baut (Vdy) akibat beban vertikal Vuy = 27900 N Vuy = 27900 N ► Vdy = [ Maka Vd = √

]

√

c) Gaya tarik baut maksimum - Gaya tarik baut maksimum (F1-x) akibat Mux = 1.72 x 108 Nmm

∑ Gaya tarik maksimum pada baut (F1) : [

]

Terdapat empat baut pada taraf 1 (h = 257 mm), maka gaya tarik untuk salah satu baut pada taraf ini (misalnya yang di sebelah kiri atau di sebelah kanan) (F1-x) F1-x.ki = (1/4)x

= 105764.89 N

- Gaya tarik baut maksimum (F1-y) akibat Muy = 5.65 x 107 Nmm

∑ Gaya tarik maksimum pada baut (F1-y) : [

]

Terdapat dua baut pada taraf 1 (h = 149 mm) , maka gaya tarik untuk salah satu baut pada taraf ini (misalnya yang di sebelah kiri atau di sebelah kanan) (F1-y) F1-y.ki = (1/2) x

= 189597.323 N

Gaya tarik total maksimum pada baut (Td) adalah: Td

= TdH + F1-x.ki + F1-y.ki = (-3769.65) + 105764.89 + 189597.323 = 291592.55 N

Karena Td dan Vd bekerja serentak pada baut maka baut adalah „baut kombinasi gesertarik‟. 4. Memeriksa kecukupan kekuatan baut dan kekuatan tumpuan baut. Baut pada daerah sambung ini, dengan demikian, akan dirancang dengan menggunakan persamaan persamaan perencanaan untuk baut kombinasi geser-tarik. SNI 03 – 1729 – 2002 mensyaratkan bahwa baut kombinasi geser-tarik harus memenuhi dua persamaan. -

Persamaan 13.2-4 Vu = √

√

N




Halaman:

=

n=

8; (jumlah baut adalah delapan buah)

r1 =

0.5; (baut tanpa ulir pada bidang geser, sesuai SNI „2002 (13.2.2.1).

m=

1; (jumlah bidang geser adalah satu).

0.75

) / (8 x (1/4 x 3.14 x (202)))

= 23.6 N/mm2

0.5 x 0.75 x 370 x 1

=

138.75 N/mm2

23.6 < 138.75 N/mm2; [memenuhi persamaan 13.2-4] Persamaan 13.2-5 dan 13.2-6. Dari persamaan 13.2-5;

Diperoleh : Ab

= 1/4 x 3.14 x 202 = 314 mm2

Tu / n

= 139914.70 N

Maka : ft ≥ ((139914.70) / (0.75 x 314 x 8 )) ft ≥ 154.77 N/mm2 Persamaan 13.2-6

f1 = 807 MPa; (baut mutu tinggi). r2 = 1.5; (baut tanpa ulir pada bidang geser). f2 = 621 MPa; (baut mutu tinggi). Maka: 154.77 ≤ 807 – 1.5(23.6) 154.77 ≤ 771.64 Dan

halaman

Φf

Fuv = (

-

dari




Halaman:

dari

halaman

[memenuhi persamaan 13.2-5 dan 13.2-6]. -

Kekuatan Tumpuan Baut; persamaan 13.2-7 Formula desain untuk kuat tumpu adalah:

7401.47 ≤ 2.4 x 0.75 x 20 x 370 x 10 7401.47 N ≤ 133200 N [memenuhi persyataran kuat tumpu (SNI „2002 persamaan 13.2-7)]. Karena memenuhi semua persamaan kekuatan yang disyaratkan maka usulan sambungan baut untuk daerah sambung-2 dapat dipakai. 5. Merekomendasikan konstruksi sambungan dalam suatu gambar rencana. Langkah ini akan dilakukan secara tergabung bersama langkah yang sama dari daerah sambung-1 pada tahap „mendokumentasikan hasil perencanaan. 3.

Mendokumentasi Hasil Perencanaan. 3.1.

Gambar Rencana. Gambar rencana untuk sambungan ini ditampilkan dalam Gambar K-35.

3.2

Spesifikasi Teknis Spesifikasi teknis sambungan dinyatakan dalam Platform K-35. a. Las Sayap Luar : Las sudut, tt = 10 mm. Mutu las fy = 400 MPa. b. Las Sayap Dalam : Las sudut, tt = 10 mm. Mutu las fy = 400 MPa. c. Las Badan : Las sudut, tt = 31 mm. Mutu las fy = 400 MPa. d. Baut : Baut hitam diameter (Ø) = 20 mm. Mutu las fy = 400 MPa. e. Pelat Ujung : Pelat baja 564 x 10 (mm). Mutu pelat fy = 400 MPa.




Halaman:

dari

halaman




Halaman:

Gambar di autocad Gambar K-35 Gambar Rencana Sambungan Puncak Rafter (Tanpa Skala)

dari

halaman




Halaman:

dari

halaman

11.2.4. Desain Sambungan Kolom-Fondasi Eksterior Hendak dirancang suatu sambungan tapak yang dibebani beban-beban sambungan sebagai berikut: Mux = 3.59 x 108 Nmm ; Vu= 43490.55 N; Nux= 76947.41 N ; Muy = 5.65 x 107 Nmm ; Nuy= 27900 N Nu = √

√

81849.34 N

Nila Mu, Vu, dan Nu diatasdiperoleh darihasil analisa menggunakan SAP2000 v.14 pada perhitungan Struktur utama (Kolom),yang dapat dilihat pada point atau pada Lampiran 17

Kolom : 12' WF 12 x 12 (318 x 307 x 12.57 x 20.22 mm)

Sambungan dan beban-bebannya ditunjukkan pada Gambar K-36.

Nu-x

Vu

Mu-y

Mu-x

Nu-y

Gambar K-36. Sambungan dan Beban-Bebanya 1. Menentukan Jenis Sambungan, Jumlah Daerah Sambung dan Konektornya Jenis Sambungan : Sambungan menghubungkan kaki kolom dengan poor beton dari fondasi tiang pancang menggunakan pelat tapak. Kolom adalah dari profil 12’ WF 12 x 12 dengan mutu fy= 400 MPa.




Halaman:

dari

halaman

Data dimensi profil ini ditunjukkan Tabel K-6. Pelat tapak adalah pelat baja t = 25 mm, fy= 400 MPa. Tabel K-6. Data Dimensi 12’ WF 12 x 12 12’ WF 12 X 12 (126.5 kg/m’)


B

H

d

t

r

A

Ix

Iy

ix

iy

Sx

Sy

Mm

mm

mm

mm

mm

mm2

mm4

mm4

mm

mm

mm3

mm3

307

318

12.57

20.22

15.2

17460

3.28 x

107 x

6.92 x

108

78.2

2.05 x

108

137.2

106

105

Jumlah daerah sambung dan deskripsi konektornya: Sambungan memiliki dua daerah sambung: 1) Ujung bawah kolom dengan pelat tapak; konektor: las dengan mutu logam las f y= 400 MPa. 2) Pelat tapak dengan poor fondasi beton; konektor: baut jangkar mutu fy= 400 MPa, dan kekuatan karakteristik poor beton adalah : fc’ = 30 MPa.

Kolom : 12' WF 12 x 12 (318 x 307 x 12.57 x 20.22 mm)

Konektan-konektan dan daerah sambung ditunjukkan dalam Gambar K-37.

Daerah Sambung 1

Daerah Sambung 2

Gambar K-37 Daerah Sambung




Halaman:

2

dari

halaman

Mendesain.

2.1 Daerah sambung-1: Ujung bawah kolom dengan pelat tapak; konektor las. 1. Mengusulkan bentuk, posisi dan jumlah badan las. a) Las sayap bagian luar: 2 badan; las sudut. b) Las sayap bagian dalam: 2 badan, masing-masing badan terdiri dari 2 segmen; las sudut. c) Las badan kolom: 2 badan; las sudut. 2. Mengusulkan tebal las (tt) dan panjang las (Lt). a) Las sayap bagian luar: tt = 22 mm; ► las dirancang untuk ketebalan tertentu maka usulan tebal las ini telah memenuhi SNI‘2002 (13.5.3.5) Lt = 307 mm > 4tt = 4(22) = 88 mm; ► memenuhi SNI ‘2002 (13.5.3.5). b) Las sayap bagian dalam: tt = 10 mm; ►las dirancang untuk ketebalan tertentu maka usulan tebal las ini telah memenuhi SNI‘2002 (13.5.3.3). Las terdiri dari dua segmen. Segmen yang satu ditempatkan di bagian dalam satu pihak sayap dan segmen yang lain di bagian dalam pihak yang lain dari sayap. Lt satu segmen = 125 mm > 4tt = 4(10) = 40 mm; ► memenuhi SNI ‘2002 (13.5.3.5). Ada dua segmen sehingga, Lt = 2 x 125 = 250 mm. c) Las badan kolom: tt = 10 mm; ►las dirancang untuk ketebalan tertentu maka usulan tebal las ini telah memenuhi SNI‘2002 (13.5.3.3) Lt = 220 mm > 4tt = 4(10) = 40 mm; ► memenuhi SNI ‘2002 (13.5.3.5). 3. Menghitung dan menentukan beban badan las Ru. Las sayap ditugaskan memikul Mux = 3.59 x 108 Nmm dan Muy = 5.65 x 107 Nmm dan las badan ditugaskan memikul Hux= 76947.41 N dan Huy = 27900 N. (Catatan: Pada kasus ini, karena Vu dianggap hanya bekerja vertikal ke bawah maka tidak ada badan las yang dibebani Vu. Jika ada kemungkinan Vu bekerja bolak balik (↑ atau ↓), misalnya pada kasus struktur baja yang dibebani beban gempa, maka Vu yang berarah ke atas (↑) harus ditugaskan kepada salah satu badan las). a) Las sayap bagian luar; Aspek pembebanan adalah aspek tipikal-31, maka:




Halaman:

dari

halaman

b) Las sayap bagian dalam; 210717.2 N c) Las badan; Aspek pembebanan adalah aspek tipikal-6, maka:

4. Memeriksa kecukupan kekuatan badan las. a) Las sayap bagian luar; Badan las adalah las sudut maka formula desain las sudut (pers. (3) pada hand-out 43) dipakai untuk memeriksa kecukupan kekuatan badan las. Formula desain adalah:

Ru

=

N

Φf

= 0.75

fw

= min (fu ; fuv)

fw

= min (370 ; 370) = 370 MPa

f



Lt

= 307

0,75

Maka : Ru

<

0.75 x 22 x 307 x (0.6 x 370)

1060528 < 1124541 (OK) b) Las sayap bagian dalam Badan las adalah las sudut maka formula desain las sudut (pers. (3) pada hand-out 43) dipakai untuk memeriksa kecukupan kekuatan badan las. Formula desain adalah:

Ru

= 210717.2 N

Φf

= 0.75

fw

= min (fu ; fuv)

fw

= min (370 ; 370) = 370 MPa

f



Lt

= 125

Maka :

0,75




Halaman:

Ru

<

dari

halaman

0.75 x 10 x 125 x (0.6 x 370)

210717.2 < 416250 (OK) c) Las badan; Badan las adalah las sudut maka pemeriksaan menggunakan formula desain yang sama Seperti pada (a).

Ru

=

Φf

= 0.75

N;

Lt = 220 mm fw= min (fu ; fuw) = min (370 ; 370) = 370 mm Maka : Ru < 0.75 x 10 x 220 x (0.6 x 370) Ru =

< 366300 N (OK)

Semua badan las memenuhi formula desain yang disyaratkan maka usulan rancangan las untuk daerah sambung-1 dapat dipakai. 5. Merekomendasi konstruksi badan las dalam suatu gambar rencana Langkah ini akan dilakukan secara tergabung bersama langkah yang sama dari daerah sambung-2 padatahap ‘mendokumentasikan hasil perencanaan’.

2.2

Daerah Sambung-2: Pelat tapak ke poor fondasi, konektor: baut jangkar 1. Mengusulkan konfigurasi letak baut. Usulan-1: konfigurasi terdiri dari 2 lajur baut jangkar, masing-masing lajur terdiri dari enam baut (n = 16), seperti ditunjukkan Gambar K-38. Semua baut jangkar berdiameter 21 mm.




Halaman:

dari

halaman

60 mm 80 mm 65 mm 33 mm 443 mm 65 mm 80 mm 60 mm

182 mm 65 mm

64 mm 117 mm 53 mm 65 mm 611 mm

182 mm 65 mm 65 mm 65 mm 52 mm

Gambar K-38 Konfigurasi Baut Jangkar

a) Jarak minimum antar pusat lubang. Jarak antar pusat lubang yang diusulkan, Rb, adalah 80 mm. Rb> 3dBaut Maka : 80 > 3 (21) mm 80 > 63 mm [memenuhi SNI ‘2002(13.4.2)]. b) Jarak maksimum antar pusat pengencang Jarak antar pusat pengencang yang diusulkan, Rb, adalah 182 mm. Rb< min (15tp ; 200) mm Maka : 182 < min (15(25) ; 200)mm 182 < min (375 ; 200) mm 182 < 200 mm




Halaman:

dari

halaman

[memenuhi SNI ‘2002(13.4.2)]. c) Jarak maksimum antar pusat pengencang pada baris luar pengencang dalam arah gaya. Jarak antar pusat pengencang pada baris luar pengencang dengan dalam arah gaya yang diusulkan, Rb, adalah 182 mm. Rb< min (4tp+ 100 ; 200) mm Maka : 182 < min (4(25) + 100 ; 300)mm 182 < min (200 ; 300) mm 182 < 200 mm [memenuhi SNI’2002(13.4.3)]. d) Jarak tepi minimum. Jarak tepi minimum yang diusulkan, Rb, adalah 6 mm. Rb> 1.5db mm Maka : 60 > 1.5 (21) mm 60 > 31.5 mm [memenuhi SNI’2002(13.4.3)]. e) Jarak pusat pengencang dengan lereng las Rb > 3d 65 > 3 (21) 65 > 63 Semua syarat dipenuhi usulan penempatan baut. Usulan konfigurasi baut dapat dipakai. 2.

Menentukan karakteristik baut jangkar. Analisa atas sambungan mengungkapkan bahwa beban sambungan Mu menyebabkan gaya tarik Td pada masing-masing baut, dan beban sambungan Hu menyebabkan gaya geser Vd pada setiap baut. Karena beban-beban sambungan bekerja serentak maka baut berkarakteristik ‘baut kombinasi geser tarik’.

3.

Menghitung dan menentukan beban maksimum pada baut. a) Gaya tarik Td akibat beban momen Mux = 3.59 x 10 8 dan Muy = 5.65 x 107 Nmm Gaya tarik maksimum pada baut (F1); ∑ ∑




Halaman:

dari

halaman

Terdapat dua baut jangkar pada taraf 1 (h = 481 mm) dalam arah sumbu-x, maka gaya tarik untuk salah satu bautjangkar pada taraf ini (misalnya yang di sebelah depan atau di sebelah belakang) (F1x) sedangkan terdapat 4 baut jangkar pada taraf 1 (h = 323 mm) dalam arah sumbu-y, maka gaya tarik untuk salah satu baut jangkar pad taraf ini (F1y) adalah: [

]

[

]

Gaya tarik total maksimum pada baut (Td) adalah:

b) Gaya geser baut (Vd) akibat Hux= 76947.41 N dan Huy = = 27900 N [ [ √

] ]

√

Td dan Vd bekerja serentak pada baut maka baut adalah ‘baut kombinasi geser-tarik’. 4. Memeriksa kecukupan kekuatan baut, kekuatan tumpuan baut, kekuatan penjangkaran baut. Baut pada daerah sambung ini, dengan demikian, akan dirancang dengan menggunakan persamaan - persamaan perencanaan untuk baut kombinasi geser-tarik. SNI 03 – 1729 – 2002 mensyaratkan bahwa baut kombinasi geser-tarik harus memenuhi dua persamaan, yaitu persamaan 13.2-4 dan persamaan 13.2-5 dan 13.2-6. a) Persamaan 13.2-4

f uv 

Vu  r1 f f ub m nAb

Φf = 0,75 r1 = 0,5; (baut tanpa ulir pada bidang geser, sesuai SNI ‘2002 (13.2.2.1). m = 1; (jumlah bidang geser adalah satu)

Maka : 0.9 < 138.75 N [memenuhi persamaan 13.2-4] b) Persamaan 13.2-5 dan 13.2-6.




Halaman:

dari

halaman

Dari persamaan 13.2-5;

Diperoleh :

Dengan : Ab

= 346.19 mm2

Maka :

Persamaan 13.2-6 :

f1 = 410 MPa; (baut mutu normal). r2 = 1.5; (baut tanpa ulir pada bidang geser). f2 = 310 MPa; (baut mutu normal). ≤ 410 – 1.5 (0.9) ≤ 408.61 Dan ft

≤ f2 ≤ 310

[memenuhi persamaan 13.2-5 dan 13.2-6] Rasio Ru / Rn dari baut jangkar adalah

. Usulan konfigurasi baut

kurang efisien dan cukup kuat dalam memikul beban sambungan. c) Kekuatan Tumpuan Baut; persamaan 13.2-7 Formula desain untuk kuat tumpu1 adalah:

≤ 2,4 x 0,75 x 21 x 25 x 370 < 349650 N [memenuhi persyataran kuat tumpu (SNI ‘2002 persamaan 13.2-7)]. Kekuatan konfigurasi baut pada daerah sambung-2 telah diperiksa pada semua pokok yang disyaratkan SNI 03 – 1729 - 2002 dan telah terbukti cukup untuk memikul bebanbeban sambungan. Akan tetapi, berbeda dari baut pada sambungan-sambungan struktur




Halaman:

dari

halaman

baja yang lain, baut pada sambungan tapak memikul beban, selain dengan cara mengerahkan kekuatan material penampangnya, juga dengan cara ‘menjangkar’ pada fondasi beton atau bagian struktur yang lain (maka dinamai ‘baut jangkar’). Dengan demikian maka kekuatan penjangkaran juga adalah limit state untuk konfigurasi baut pada sambungan tapak. Atas pertimbangan ini maka usulan konfigurasi baut jangkar pada sambungan tapak harus diperiksa terhadap kekuatan penjangkarannya. d) Kekuatan penjangkaran baut. Kekuatan penjangkaran baut jangkar bergantung pada kuat lekat antara permukaan batang baut dengan permukaan dinding lubang baut pada fondasi beton. Limit state ini dapat dinyatakan dalam konteks LRFD sebagai berikut : Jd ≤ Jn dengan Jd adalah gaya ‘cabut’ pada baut dan Jn adalah kuat jangkar baut. Kuat jangkar baut dapat dijabarkan sebagai : Jn = Awfbond Aw adalah luas selimut batang baut. Untuk baut berpenampang bundar. Aw = dbLj dengan db (mm) adalah diameter baut jangkar dan Lj adalah panjang penjangkaran dari baut jangkar (mm). fbond adalah kuat lekat antara selimut batang baut jangkar dengan dinding lubang baut pada fondasibeton. Untuk kepentingan praktis fbond diaproksimasi sebagai sepersepuluh mutu materi fondasi beton. Untuk sambungan ini, untuk usulan panjang penjangkaran Lj = 800 mm: Aw

= π x (21) x 800

= 52752 mm2 f bond 

1 1 f c  (30)  3 MPa 10 10

Sehingga : Jn = Awfbond Jn = 52752 x 3 = 158256 N Gaya cabut pada baut jangkar Jd adalah : Jd = Td

= 139986 N

Untuk memastikan kekuatan penjangkaran baut : Td ≤ Jn




Halaman:

dari

halaman

139986 < 158256 N [memenuhi persamaan (1)]. Baut jangkar cukup kuat terhadap beban cabut.

panjang penjangkaran yang diusulkan efisien dan cukup untukpengerahan kekuatan penjangkaran yang dibutuhkan. Kekhasan sambungan tapak dari sambungan-sambungan lain pada struktur baja menuntut dipastikannyakekuatan fondasi beton dalam memikul beban-beban sambungan dan kekuatan lentur dari pelat tapakdalam memikul beban-beban yang sama. Perencanaan suatu sambungan tapak, dengan demikian, harusmemperhatikan hal-hal ini. 5. Memastikan kecukupan kekuatan poor fondasi beton terhadap beban-beban sambungan. Kecukupan kekuatan poor fondasi beton terpastikan selama tegangan tekan maksimum pada fondasi f-1f tidak melampaui kuat tekan fondasi f-1c. Jika dinyatakan dalam formula limit state:

f f1  f c1 Usulan-1 ukuran pelat tapak adalah 611 x 443 x 35 mm Dengan pelat tapak berukuran seperti yang diusulkan, tegangan tekan pada poor fondasi (ffond) adalah (Gambar K-39):

ff 

Vu A foot _ plate



Mu Z1

Untuk memastikan kecukupan kekuatan poor fondasi beton:

f f1  f c1 13.32 < 30 MPa [memenuhi persamaan (2)]. Ukuran pelat tapak cukup untuk memastikan bahwa poor fondasi cukup kuat memikul beban-beban sambungan.

Format T-1 Kelompok : III (Tiga)


Halaman:

dari

halaman

Kolom : 12' WF 12 x 12 (318 x 307 x 12.57 x 20.22 mm)

Kolom : 12' WF 12 x 12 (318 x 307 x 12.57 x 20.22 mm)

TUGAS Struktur Baja-2 Semester Genap 2013-2014

Nu-y ff Mu-y

Vu

Nu-x

Nu-x

Mu-x

Vu

Mu-y

Lt

Mu-x ff

Nu-y

(a)

q footplate

(b)

q footplate

(c)

Gambar K-39 Pembebanan Tegangan Tekan Fondasi pada Pelat Tapak 6. Memastikan kecukupan kekuatan lentur pelat tapak. Kecukupan kekuatan lentur pelat tapak terpastikan selama beban lentur (Mu_footplate)1 tidak melampaui kuat lentur nominal pelat (Mn_footplate), yang dapat dinyatakan dalam konteks limit state sebagai: Mu_footplate ≤ Mn_footplate a) Beban Lentur Pelat Tapak (Mu_footplate). Dapat disimak dari Gambar K-39 (a) ke Gambar K-39 (b) bahwa tegangan tekan fondasi f1

fyang

membebani pelat tapak dari bawah dapat dianggap secara konservatif sebagai suat beban terdistribusi merata qfootplate yang membebani pelat tapak dari bawah. Untuk pelat tapak selebar 443 mm, seperti yang diusulkan pada sambungan ini, qfootplate adalah: qfootplate = 443( f-1f ) = 443 (13.32) = 5899.71 N/mm’ Perhatikan bahwa dalam peninjauan ini, pelat tapak dapat diidealisasikan sebagai balok yang berperletakan sendi pada ujung-ujung sayap kolom (Gambar K-39 (c)), maka beban lentur maksimum pada pelat tapak adalah M u _ footplate 

1 qu _ footplateL12 12

Untuk sambungan yang sedang direncanakan dengan kolom dari 12’ WF 12 x 12 Maka :




Halaman:

dari

halaman

L1 = H – d = 318 – 12.57 = 305.43 mm

b) Kuat Lentur Nominal Pelat (Mn_footplate). Dengan dasar yang sama seperti pada a) di atas, kuat lentur nominal pelat dapat dinyatakansebagai:

M n _ footplate  Z footplate f y Untuk usulan pelat tapak dengan tebal 34 mm: Dengan 1 Zfootplate= b footplate t 2footplate 6

M n _ footplate  Z footplate f y Mn_footplate =

x 400

= 36178333.33 Nmm Untuk memastikan kecukupan kuat lentur pelat tapak:

Nmm < 36178333.33 Nmm [memenuhi persamaan (3)]. Ukuran pelat tapak cukup bagi pelat untuk mengerahkan kuat lentur yang cukup untuk memikul beban lentur. 7.

Merekomendasikan konstruksi baut jangkar dalam suatu gambar rencana. Langkah ini akan dilakukan secara tergabung bersama langkah yang sama dari daerah sambung-1, pada tahap ‘mendokumentasikan hasil perencanaan’.

3. Mendokumentasikan Hasil Perencanaan 1. Gambar Rencana Gambar rencana untuk sambungan ini ditampilkan dalam Gambar K-40. 2. Spesifikasi Teknis Spesifikasi teknis sambungan tapak ini adalah sebagai berikut: a.

Las Sambung Sayap bagian luar: Las sudut, tt = 22 mm. Mutu las fy= 400 MPa.




Halaman:

b.

dari

halaman

Las Sambung Sayap bagian dalam: Las sudut, tt = 10 mm. Mutu las fy= 400 MPa.

c. Las Sambung Badan: Las sudut, tt = 10 mm. Mutu las fy= 400 MPa. d. Baut Jangkar: Baut hitam, mutu nomral, tidak diulir seluruh batang, ujung dibengkokkan, Hooked on End (HOE). Diameter baut jangkar Øj = 21 mm. e. Pelat Tapak: Pelat baja 611 x 443 x 35 mm. Mutu pelat fy= 400 MPa

Di autocad

Gambar 12-37 Gambar Rencana Sambungan Tapak (Tanpa Skala)

Desain Hanggar Pesawat - Struktur Baja

Recommend Documents