04 Bab 4 Kriteria Desain Dermaga

Gambar 4.40 Koefisien gaya akibat arus
BAB 4 KRITERIA DESAIN
4-44
Gambar 4.41 Koefisien koreksi kedalaman akibat arus
BAB 4 KRITERIA DESAIN
4-45
Gaya Mooring Total
•
Gaya Mooring sejajar as kapal (longitudinal)
FL = FLW + FCW
•
Gaya Mooring tegak lurus as kapal (transversal)
FT = FTW + FTC
Layout Mooring Line
Untuk dermaga ini sistem mooring line terdiri dari:
Stern Line
After Breast Line
Spring Line
Head Line
Karakteristik Mooring Line tersebut dapat diuraikan sebagai berikut:
• Stern/Head Line dan Spring Line akan menahan beban angin/arus yang datangnya
dari depan maupun belakang kapal.
• Breast Line akan menahan beban angin/arus yang datangnya dari samping kapal.
Berdasarkan karakteristik di atas dapat disimpulkan bahwa Stern/Head Line berfungsi
memikul beban angin/arus baik arah melintang maupun memanjang. Oleh karena itu
sudut pemasangan Stern Line dan Head Line dianjurkan sedemikian rupa sehingga dapat
memberikan tahanan 50% arah memanjang serta 50% arah melintang.
Berdasarkan BS 6349, part 4, dapat ditentukan posisi titik tambat kapal (Bollard) sebagai
berikut:
• Stern Line dan Head Line membentuk sudut 45° terhadap axis memanjang dermaga.
• Spring Line membentuk sudut maksimum 15° terhadap axis memanjang dermaga.
• After dan Forward Breast Line membentuk sudut tegak lurus terhadap axis
memanjang dermaga.
Kemudian hasil perhitungan tersebut diatas dianalisa untuk memperoleh beban
maksimum yang bekerja pada bollard sebagai berikut
• Beban arah melintang akan dipikul oleh:
a) 1 Head line dan 1 Stern Line, yang masing-masing membentuk sudut maksimum
45° terhadap axis memanjang dermaga.
b) 2 Breast Line (after dan forward), yang masing-masing membentuk sudut tegak
lurus terhadap axis memanjang dermaga.
• beban arah memanjang akan dipikul oleh:
a) 2 Spring Line, yang masing-masing membentuk sudut maksimum 15° terhadap
axis memanjang dermaga.
BAB 4 KRITERIA DESAIN
4-46
Gambar 4.42 Sketsa mooring line
Agar tali dapat menahan beban dengan efektif maka sudut vertikal juga dibuat sedatar
mungkin, dan maksimum besar sudutnya adalah 25°.
Oleh karena itu perlu diperhatikan posisi tali pada saat terjadinya perubahan muka air
akibat pasang seperti pada Gambar 4.43 dibawah ini:
Gambar 4.43 Sketsa perubahan mooring line akibat perubahan muka air pasang
BAB 4 KRITERIA DESAIN
4-47
Gambar 4.44 Posisi mooring line akibat perubahan muka air pasang
Untuk menghitung sudut vertikal pada tali tambat, terlebih dahulu harus diketahui
perbedaan ketinggian muka air laut akibat pasang surut terhadap lantai dermaga.
4.4
Perhitungan Pembebanan Pada Struktur
4.4.1 Struktur Dermaga
Seperti telah disebutkan sebelumnya, pembangunan dermaga ini akan dilaksanakan per
tahap dengan panjang masing-masing modul adalah 40 m, sehingga perhitungan
pembebanan berdasarkan panjang modul tersebut. Berikut adalah data-data umum yang
menjadi acuan dalam perhitungan pembebanan:
Ukuran Dermaga
Ukuran dermaga
Satuan
Panjang dermaga
40
m
Lebar Dermaga
11
m
Elevasi Dermaga
3,62
m
Parameter Gelombang (Joseph W. Tedesco: Structural Dynamic)
Tinggi gelombang rencana untuk perhitungan struktur, dengan perioda ulang 50
tahunan: 5,21 m. (Sumber : Per Bruun, Port Engineering Volume 1 Chapter 2, Hal
248)
Perioda gelombang rencana (OCDI, hal. 44)
T
1
3
= 3,86 H 1 = 3,86 5,21 = 8,8 dt
3
BAB 4 KRITERIA DESAIN
4-48
Bilangan gelombang (k), didapat dengan cara trial dan error menggunakan
persamaan dispersi:
ω = gk tanh (kh)
Dimana:
2
ω=
2π
T
h
= kedalaman perairan + HWS = 4,1 + 1,62 = 5,72 m
g
= percepatan gravitasi = 9,81 m/dt
T
= perioda gelombang = 8,8 detik
Dengan memasukkan variabel-variabel di atas, didapat nilai k sebesar 0,1 1/m.
Panjang gelombang (L), didapat dengan menggunakan persamaan berikut ini
(Sumber: Joseph W Tedesco, Structural Dynamic, Hal 714)
1 
πh 
L = (2π hLo ) 2  1 −

 3Lo 
Dimana:
Lo =
gT 2
2π
L
= panjang gelombang di laut dalam
Lo = 121,2 m.
Sehingga L bernilai 62,7 m.
Parameter Material
Berat jenis beton
= ρbeton = 2400 kg/m3
Berat jenis baja
= ρbaja = 7850 kg/m3
a. Beban Mati (keseluruhan)
1) Pelat
Dimensi Pelat
Panjang
(l)
40
m
Lebar (b)
11
m
Tebal (t)
0,35
m
qpelat
= ρbeton * l * b * t
= 2400 * 40 * 11 * 0,35
= 369,6 ton
BAB 4 KRITERIA DESAIN
4-49
2) Balok
Dimensi Balok
Panjang (l)
230
m
Lebar (b)
0,5
m
Tebal (t)
0,8
m
qbalok
= ρbeton * l * b * t
= 2400 *230 * 0,5 * 0,8
= 220,8 ton
3) Pile Cap Tipe 1
Pile Cap adalah pilecap pada struktur dermaga dan trestle yang menahan tiang
tunggal.
Dimensi Pile Cap
Tinggi (h)
1,5
m
Panjang (l)
1,2
m
Lebar (b)
1,2
m
Jumlah
22
buah
Volume 1 Pile Cap
= ((b * h) – Luas Penampang Balok) * l
= ((1,2 * 1,5) – (0,8 * 0,5) * 1,2
= 1,32 m3
= ρbeton * volume * n
Wpile cap
= 2400 * 1,32 * 22
= 69,69 ton
4) Pile Cap Tipe 2
Pile Cap adalah pada struktur dermaga yang menahan 2 tiang miring.
Dimensi Pile Cap
Tinggi (h)
1,5
m
Panjang (l)
2
m
Lebar (b)
1,2
m
Jumlah
8
buah
Volume 1 Pile Cap
BAB 4 KRITERIA DESAIN
= ((l * h) – Luas Penampang Balok) * b
4-50
= ((2 * 1,5) – (0,8 * 0,5) * 1,2
= 2,52 m3
= ρbeton * volume * n
Wpile cap
= 2400 * 2,52 * 8
= 52,85 ton
5) Tiang
a. Tiang tegak
Dimensi Tiang
Diameter (d)
0,4572
m
Tebal(t)
0,012
m
Jumlah
22
buah
Luas 1 tiang (A)
=
1
2
* π * ( d 2 ) − ( d − t ) 


4
= 0.008505m2
Panjang 1 tiang (L)
= kedalaman + elevasi dermaga + fixity point
= 4,1 + 3,62 + 2,5
= 10,22 m
Perhitungan fixity point adalah sebagai berikut :
Diameter = 45,72 cm
E = 2,1 *106 kg/cm3
I = 41612,33 cm4
N-SPT = 13 (Merupakan nilai N-SPT dari permukaan tanah sampai dengan kedalaman
1 ).
β
Kh = 0,015 * 13 = 1,95 kg /cm3
β=
4
kh D
4 EI
BAB 4 KRITERIA DESAIN
4-51
β =0,003996
Letak jepitan tiang (fixity point) ditentukan berdasarkan persamaan berikut ini :
(Sumber : OCDI Hal 214 dan Tomlinson, Pile Design and Construction Practice, Hal
224 )
Zr =
1
β
Zr = 2,5 m
Diambil Fixity Point 2,5 meter.
= ρbaja * L* n * A
Wtiang
= 7850 * 10,22 * 22* 0.008505
= 15,011 ton
b. Tiang miring
Dimensi Tiang
Diameter (d)
0,4572
m
Tebal(t)
0,012
m
Jumlah
16
buah
Luas 1 tiang (A)
=
1
2
* π * ( d 2 ) − ( d − t ) 


4
= 0.008505m2
Panjang 1 tiang (L)
= kedalaman + elevasi dermaga + fixity point
= 10,92 m
= ρbaja * L* n * A
Wtiang
= 7850 * 10,22 * 16* 0.008505
= 10,92 ton
b. Beban Hidup
Beban hidup yang bekerja pada dermaga adalah beban UDL maksimum, yaitu beban
truk 7,8 ton.
UDL
1,4
t/m2
Lebar Dermaga (b)
11
m
BAB 4 KRITERIA DESAIN
4-52
Panjang Dermaga (l)
qLL
40
m
= UDL * b * l
= 1,4 * 11 *40
= 616 ton
c. Beban Gelombang
i. Gelombang Pada Tiang
Gaya gelombang ini hanya bekerja dari seabed hingga HWS.
Gambar 4.45 Gaya gelombang pada tiang
ρair laut
= 1025 kg/m3
BAB 4 KRITERIA DESAIN
4-53
g
= 9,81 m/dt2
h
= tinggi muka air = kedalaman + HWS = 4,1 + 1,62 = 5,72 m
k
= bilangan gelombang = 0,1
D
= diameter tiang pancang dermaga = 0,4572 m
H
= tinggi gelombang rencana 50 tahunan = 5,21 m
CD
= koefisien drag ( CD=1 )
CM
= koefisien inersia ( CM=1,7 )
Gaya Drag Maksimum
Fd max =
sinh ( 2kh ) + 2kh
1
ρ gCd DH 2
16
sinh ( 2kh )
= 1, 4 ton
Fd max
Gaya Inersia Maksimum
Fi max =
Fi max
π
8
ρ gC m D 2 H tanh ( kh )
= 0,34 ton
Total gaya horizontal yang terjadi pada struktur tiang adalah :
Fx = Fd max cos ωt cos ωt − Fi max sin ωt
Gaya gelombang pada tiang pancang akan maksimum jika nilai ω t = 0 sehingga
besar gaya gelombang per tiang pancang adalah
Fx = 1, 4 ton
ii. Gelombang Pada Tepi Dermaga
Gaya ini hanya bekerja pada elevasi atas tepi dermaga yang terkena gelombang.
BAB 4 KRITERIA DESAIN
4-54
S
Gambar 4.46 Gaya gelombang pada tepi dermaga
Gaya gelombang pada tepi dermaga diturunkan dari OCDI (hal 35):
ρ ⋅g ⋅H
P =
 ( sinh k ( h + s + t ) − sinh k ( h + s ) ) 

2 k cosh kh 
P
= 1,02 ton/m
Dimana :
ρair laut
= 1025 kg/m3
g
= 9,81 m/dt2
h
= tinggi muka air = kedalaman + HWS = 4,1 + 1,62 = 5,72 m
H
= tinggi gelombang rencana 50 tahunan = 5,21 m
k
= bilangan gelombang = 0,1
t
= tebal pelat dermaga = 0,35 m
S
= Elevasi atas– HWS – t = 3,62 – 1,62 – 0,35 = 1,65 m
BAB 4 KRITERIA DESAIN
4-55
d. Beban Arus
Gaya arus bekerja dari seabed hingga HWS.
Gambar 4.47 Gaya arus
Drag Forces
FD =
1
C D ρ 0 AU 2
2
1
= *1*1, 025*(5, 72* 0, 4572)*1, 7 2
2
= 0,39 ton
BAB 4 KRITERIA DESAIN
4-56
Lift Forces
FL =
1
C L ρ 0 ALU 2
2
=
1
* 2 *1, 025*(5, 72* 0, 4572) *1, 7 2
2
= 0,79 ton
Beban arus merata arah horizontal =
FD 0,39
=
= 0, 068 ton/m
h 5, 72
Dimana :
A
= luas penampang yang kena arus
= (kedalaman + HWS) * Diameter tiang pancang = 2,61 m2
U
= kecepatan arus = 1,7 m/s2
ρ
= berat jenis air laut = 1,025 t/m3
CD
= koefisien Drag (Cd = 1 untuk tiang pancang silinder)
CL
= koefisien Lift ( CL = 2 untuk tiang pancang silinder )
e. Beban Gempa
Faktor keutamaan (I) = 1
Faktor respons gempa (Ci) = 0,38
Faktor daktalitas (R) = 5,6
Wt
= berat total struktur
= total beban mati + 50% beban hidup
= (berat pelat + berat balok + berat pile cap + berat tiang) + 50% beban hidup
= (739 ton) + (50% * 616 ton)
= 1046,9 ton
V=
V
Ci
Wt
R
= 71 ton
Beban gempa ini akan terbagi rata pada setiap portal.
BAB 4 KRITERIA DESAIN
4-57
f. Beban Berthing dan Pemilihan Fender
General Cargo 1000 DWT
Uraian
Satuan
General cargo Ships
DWT / GRT
ton
1000
LOA
m
67
BEAM
m
10,9
DRAFT
m
3,9
Kecepatan merapat
m/dt
0,08
Sudut merapat
derajat
10
Perhitungan Beban Berthing
Metode perhitungan beban berthing
OCDI.
pada perencanaan dermaga ini diambil dari
Koefisien Eksentrisitas (Ce)
Ce =
1
l
1+  
r
2
Diambil nilai Ce maksimum = 1
Koefisien Masa Semu (Cm)
Cm = 1 +
Cb =
2π d
x
2Cb B
∇
L pp Bd
Dimana:
∇
= volume air yang dipindahkan kapal
= log (∇ ) = 0.550 + 0.899 log ( DWT )
= 1766 ton
BAB 4 KRITERIA DESAIN
4-58
Lpp = panjang garis air (m)
= log ( Lpp ) = 0.867 + 0.310 log ( DWT )
= 63 m
B
= lebar kapal = 10,9 m
d
= draft kapal = 3,9 m
Dengan memasukkan nilai-nilai variabel yang ada, maka diperoleh besar:
Cb
= 0,66 dan Cm = 1,85
Koefisien Softness (CS)
Nilai koefisien softness diambil sebesar 1 (OCDI).
Koefisien Konfigurasi penambatan (CC)
Cc = 1 untuk jenis struktur dermaga dengan pondasi tiang.
Sehingga besar energi berthing adalah:
M V2 
E f =  s  Ce CmCs Cc
 2 
 1766*0, 082 
=
 *1*1,85*0, 66*1
2


= 10,7 kNm
Energi yang diserap fender =
10,7
= 5,35 kNm
2
Gaya Berthing adalah :
FBerthing =
=
MsV
t
1766 *0, 08
10
= 14,3 ton
Pemilihan Fender
Hasil perhitungan energi berthing di atas akan menentukan jenis fender yang akan
digunakan. Dalam pemilihan ini, akan menggunakan rumus dari Fentek Marine
Fendering System.
BAB 4 KRITERIA DESAIN
4-59
Dari hasil analisa energi berthing, maka diperoleh energi berthing maksimum sebesar
E A = E f *SF , di mana SF diambil sebesar 2, sehingga EA adalah 1.07 ton-m. Dengan
energi sebesar itu, maka dipilih fender V-shaped tipe SV 250H V4, dengan spesifikasi
sebagai berikut:
Tabel 4.11 Energi fender V-shaped tipe SV 250H V4
Vendor
Tipe
Energi (E)
Reaksi (R)
kNm
kN
Shibata
V-Shaped SV 250H V4
26.8
322
Gambar 4.48 Dimensi fender.
Gambar 4.49 Kurva energi
BAB 4 KRITERIA DESAIN
4-60
Jarak Antar Fender
Gambar 4.50 Ilustrasi jarak antar fender.
S≤
RB 2 − ( RB − PU + δ F + C )
2
1  B   LOA2  
RB =   + 

2  2   8* B  
Dimana:
S
= jarak antar fender
RB
= radius bow kapal
PU
= proyeksi fender
δF
= defleksi fender = 0,45 * PU
C
= ruang kebebasan ( 5%-15% Pu)
Tabel 4.12 Jarak antar fender
Jenis
Jenis
Rb
Pu
δφ
C
Smaks
Kapal
Fender
(m)
(m)
(m)
(m)
(m)
1000 DWT
V-Shaped SV 250H V4
28,5
0,25
0,1125
0,0275
5
Dari hasil perhitungan di atas, maka jarak antar fender yang diambil dan memenuhi
kriteria adalah 4,5 m.
BAB 4 KRITERIA DESAIN
4-61
Hull Pressure
Untuk perencanaan frontal frame, tekanan izin lambung kapal diambil dengan
mengacu kepada BS 6349 Part 4, yaitu:
Tabel 4.13 Hull pressure
Hull Pressures dapat dihitung dengan menggunakan rumus:
P=
∑R
W2 ⋅ H 2
≤ Pp
Dimana:
P
=
hull pressure (kN/m2)
ΣR
=
total reaksi fender (N/m)
W2
=
lebar panel (m)
H2
=
tinggi panel (m)
Pp
=
permissible hull pressure/tekanan kontak izin (kN/m2)
Tabel 4.14 Perhitungan hull pressure
Jenis
Kapal
1000 DWT
Jenis
Fender
V-Shaped SV 250 V2
Pp
kN/m2
600,00
Rmax
kN
322
W
m
0,5
H
m
3,5
Areq
m2
1,75
P
kN/m2
184
Elevasi Pemasangan Fender
Untuk mengantisipasi bervariasinya ukuran kapal yang bersandar maka perlu
diperhitungkan elevasi rencana pemasangan fender frame terhadap kapal yang
terkecil pada saat air surut. Elevasi frame juga akan menentukan elevasi pemasangan
fender sehingga titik kontak pada saat air terendah untuk kapal dengan freeboard
kecil tidak merusak sistem fender yang dipasang.
BAB 4 KRITERIA DESAIN
4-62
Gambar 4.51 Ilustrasi pemasangan fender General Cargo Ship 1000 DWT kondisi
pasang
Gambar 4.52 Ilustrasi pemasangan fender General Cargo Ship 1000 DWT kondisi surut
BAB 4 KRITERIA DESAIN
4-63
g. Beban Mooring dan Pemilihan Bollard
Data Untuk Perhitungan Beban Mooring
Data Kapal
Uraian
DWT / GRT
LOA
BEAM
DRAFT
Freeboard
LPP
Satuan
ton
m
m
m
m
m
General cargo Ships
1000
67
10,9
3,9
1,8
63
ρUDARA
= 1,25 kg/m3
ρAIR LAUT
= 1025 kg/m3
Perhitungan Beban Mooring Akibat Gaya Angin
Arah Transversal
FTW = CTW * ρU * AL * VW 2 *10−4
Dimana:
CTW
AL
VW
= koefisien gaya angin transversal, diambil maksimum dari Gambar
4.39, yakni sebesar 3.
= luas bidang proyeksi longitudinal lambung kapal di atas air, yakni
LOA * Freeboard
= kecepatan angin rencana, diambil kecepatan angin maksimum 1
tahunan, yakni 12,36 m/dt.
Sehingga besar gaya angin transversal / FTW yang terjadi adalah:
FTW = 3*1, 25 * ( 67 *1,8 ) * (12,36 ) *10−4
FTW = 6,9 kN = 0,7 ton
2
Arah Longitudinal
FLW = CLW * ρU * AT * VW 2 *10−4
Dimana:
CLW
AT
VW
= koefisien gaya angin longitudinal, diambil maksimum dari Gambar
4.39 , yakni sebesar 0,8.
= luas bidang proyeksi transversal lambung kapal di atas air, yakni
Beam * Freeboard
= kecepatan angin rencana, diambil kecepatan angin maksimum 1
tahunan, yakni 12,36 m/dt.
BAB 4 KRITERIA DESAIN
4-64
Sehingga besar gaya angin transversal / FLW yang terjadi adalah:
FLW = 0,8 *1, 25 * (10,9 *1,8 ) * (12,36 ) *10−4
FLW = 0, 29 kN = 0,03 ton
Perhitungan Beban Mooring Akibat Gaya Arus
2
Arah Transversal
FTC = CTC * CCT * ρ A * AL * VC 2 *10−4
Dimana:
= koefisien gaya arus transversal, diambil dari Gambar 4.40, yakni sebesar
CTC
1.
CCT
= faktor koreksi kedalaman, diambil dari Gambar 4.41, yakni sebesar 2.
= luas bidang proyeksi longitudinal lambung kapal di bawah air, yakni
AL
LPP * Draft
= kecepatan arus rencana pada hasil survei didapat sebesar 1,17 m/dt
Vc
Sehingga besar gaya arus transversal / FTC yang terjadi adalah:
FTC = 1* 2 *1024 * ( 63* 3,9 ) * (1,17 ) *10−4
FTC = 68,8 kN = 6,9 ton
2
Arah Longitudinal
FLC = CLC * CCL * ρU * AT * VC 2 *10−4
Dimana:
CLC
= koefisien gaya arus transversal, diambil maksimum dari Gambar 4.40, yakni
sebesar 0,4.
= faktor koreksi kedalaman, diambil dari Gambar 4.41, yakni sebesar 0,5.
CCL
AT
= luas bidang proyeksi longitudinal lambung kapal di bawah air, yakni
Beam * Draft
VC
= kecepatan arus rencana pada hasil survei didapat sebesar 1,17 m/dt
Sehingga besar gaya angin transversal / FLC yang terjadi adalah:
FLC = 0, 4 * 0,5 *1024 * (10,9 * 3,9 ) * (1,17 ) *10 −4
FLC = 3,6 kN = 0,36 ton
2
Sehingga beban tambat untuk masing-masing arah adalah:
Arah Longitudinal :
FL = FLC + FLW
FL = 0,36 + 0,03
FL = 0,39 ton
Arah Transversal :
FT = FTC + FTW
FT = 6,9 + 0,7
FT = 7,6 ton
BAB 4 KRITERIA DESAIN
4-65
Pemilihan Bollard
Kemudian hasil perhitungan tersebut di atas dianalisis untuk memperoleh beban
maksimum yang bekerja pada bollard sebagai berikut:
Beban arah melintang / transversal akan dipikul oleh:
1 Head Line dan 1 Stern Line, yang masing-masing membentuk sudut maksimum 450
terhadap axis memanjang dermaga
2 Breast Line (after dan forward), yang masing-masing membentuk sudut tegak lurus
terhadap axis memanjang dermaga
Sehingga beban pada titik tambat adalah:
7,6
= 2,2 ton
( 2 * 0,707 ) + ( 2 *1)
Beban arah memanjang / longitudinal akan dipikul oleh:
2 Spring Line, masing-masing membentuk sudut maksimum 150 terhadap axis
memanjang dermaga.
Sehingga beban pada titik tambat adalah:
7,6
= 3,9 ton
(2 * 0,966)
Sehingga berdasarkan perhitungan di atas, pemasangan bollard 5 ton untuk dermaga
Pulau Kalukalukuang cukup memadai. Menurut Tabel 2.2.1 dalam OCDI untuk kapal
dengan gross tonnage 500< GT≤ 1000 ton memiliki beban tambat 25 ton, sehingga
untuk dermaga ini dipakai bollard dengan kapasitas 25 ton.
Tabel 4.15 Tabel beban mooring
BAB 4 KRITERIA DESAIN
4-66
4.4.2
Struktur Trestle
Struktur trestle berfungsi sebagai penghubung antara dermaga dengan daratan. Trestle
direncanakan sepanjang 160 m. Seperti telah disebutkan sebelumnya, pembangunan
trestle ini akan dilaksanakan per tahap dengan panjang modul adalah 80 m. Berikut
adalah data-data umum yang menjadi acuan dalam perhitungan pembebanan:
Dimensi Trestle
Ukuran dermaga
Satuan
Panjang trestle
80
m
Lebar trestle
6
m
Elevasi trestle
3,62
m
Parameter Gelombang (Joseph W. Tedesco: Structural Dynamic)
Tinggi gelombang rencana untuk perhitungan struktur, dengan perioda ulang 50
tahunan: 5,21 m. (Sumber : Per Bruun, Port Engineering Volume 1 Chapter 2, Hal
248).
Perioda gelombang rencana (OCDI, hal. 44)
T
1
= 3, 86 H 1
3
= 3, 86 5,21 = 8, 8 dt
3
Bilangan gelombang (k), didapat dengan cara trial dan error menggunakan
persamaan dispersi:
ω 2 = gk tanh (kh)
Dimana:
ω=
2π
T
BAB 4 KRITERIA DESAIN
4-67
h
= kedalaman perairan + HWS = 3,8 + 1,62 = 5,42 m
g
= percepatan gravitasi = 9,81 m/dt
T
= perioda gelombang = 8,8 detik
Dengan memasukkan variabel-variabel di atas, didapat nilai k sebesar 0,102
Panjang gelombang (L), didapat dengan menggunakan persamaan:
1 
πh 
L = (2π hLo ) 2  1 −

 3Lo 
Dimana :
Lo =
gT 2
2π
Lo
= panjang gelombang di laut dalam
Lo
= 121,2 m.
Sehingga L ( panjang gelombang di laut dangkal ) bernilai 61,2 m.
Parameter Material
Berat jenis beton
= ρbeton = 2400 kg/m3
Berat jenis baja
= ρbaja = 7800 kg/m3
a. Beban Mati (keseluruhan)
1)
Pelat
Dimensi Pelat
Panjang (l)
80
m
Lebar (b)
6
m
Tebal (t)
0,35
m
Wpelat
= ρbeton * l * b * t
= 2400 * 80 * 6 * 0,35 = 403,2 ton
2) Balok
Dimensi Balok
Panjang (l)
274
m
Lebar (b)
0,5
m
BAB 4 KRITERIA DESAIN
4-68
Tebal (t)
Wbalok
0,8
m
= ρbeton * l * b * t
= 2400 *274 * 0,5 * 0,8
= 263,04 ton
3) Pile Cap
Pile Cap pada trestle menahan tiang tunggal.
Dimensi Pile Cap
Tinggi (h)
1,5
m
Lebar (b)
1,2
m
Jumlah
38
buah
Volume 1 Pile Cap
= ((b * h) – Luas Penampang Balok) * b
= ((1,2 * 1,5) – (0,8 * 0,5) * 1
= 1,32 m3
= ρbeton * volume * n
Wpile cap
= 2400 * 1,2 *38
= 120,38 ton
4) Tiang
Dimensi Tiang
Diameter (d)
0,4572
m
Tebal(t)
0,012
m
Jumlah
38
buah
Luas 1 tiang (A)
=
1
2
* π * ( d 2 ) − ( d − t ) 


4
= 0,0085 m2
Panjang 1 tiang (L)
= kedalaman + elevasi trestle + fixity point
= 3,8 + 3,62 + 2,5
= 9,92 m
qtiang
= ρbaja * L* n * A
= 7850 * 9,92 * 38 *0.00085
BAB 4 KRITERIA DESAIN
4-69
= 25,007 ton.
b. Beban Hidup
Beban hidup yang bekerja pada trestle adalah beban UDL maksimum, berupa truk
7,8 ton.
UDL
1,4
t/m2
Lebar Trestle (b)
6
m
Panjang Trestle (l)
80
m
WLL
= UDL * b * l
= 1,4 * 6 *80
= 672 ton
c. Beban Gelombang
i. Gelombang Pada Tiang
Gaya gelombang ini hanya bekerja dari seabed hingga HWS.
Gaya Drag Maksimum
Fd max =
sinh ( 2kh ) + 2kh
1
ρ gCd DH 2
16
sinh ( 2kh )
= 1,4 ton
Fd max
Gaya Inersia Maksimum
Fi max =
Fi max
π
8
ρ gC m D 2 H tanh ( kh )
= 0,37 ton
Total gaya horizontal yang terjadi pada struktur tiang adalah :
Fx = Fd max cos ωt cos ωt − Fi max sin ωt
BAB 4 KRITERIA DESAIN
4-70
Gaya gelombang pada tiang pancang akan maksimum jika nilai ω t = 0 sehingga
besar gaya gelombang per tiang pancang adalah Fx = 1,4 ton.
Dimana :
ρair laut
= 1025 kg/m3
g
= 9,81 m/dt2
h
= tinggi muka air = kedalaman + HWS = 3,8 + 1,62 = 5,42 m
k
= bilangan gelombang = 0,102
D
= diameter tiang pancang dermaga = 0,4572 m
H
= tinggi gelombang rencana 50 tahunan = 5,21 m
CD
= koefisien drag ( CD=1 )
CM
= koefisien inersia ( CM=1,7 )
Gambar 4.53 Gaya gelombang pada tiang
BAB 4 KRITERIA DESAIN
4-71
ii. Gaya Gelombang Pada Tepi
Gaya ini hanya bekerja pada elevasi atas tepi trestle yang terkena gelombang.
S
Gambar 4.54 Gaya gelombang pada tepi trestle
Gaya gelombang pada tepi dermaga diturunkan dari OCDI (hal 35):
P =
ρ ⋅g ⋅H
 ( sinh k ( h + s + t ) − sinh k ( h + s ) ) 

2 k cosh kh 
P
= 1,04 ton/m
Dimana :
ρair laut
= 1025 kg/m3
g
= 9,81 m/dt2
h
= tinggi muka air = kedalaman + HWS = 3,8 + 1,62 = 5,42 m
H
= tinggi gelombang rencana 50 tahunan = 5,21 m
k
= bilangan gelombang = 0,102
t
= tebal pelat dermaga = 0,35 m
S
= Elevasi atas– HWS – t = 3,62 – 1,62 – 0,35 = 1,65 m
BAB 4 KRITERIA DESAIN
4-72
d. Beban Arus
Gaya arus bekerja dari seabed hingga HWS.
Gambar 4.55 Gaya arus
Drag Forces
FD =
1
C D ρ 0 AU 2
2
1
= *1*1, 025*(5, 42*0, 4572) *1, 7 2
2
= 0,37
ton
Lift Forces
FL =
1
C L ρ 0 ALU 2
2
=
1
* 2 *1, 025*(5, 42 * 0, 4572) *1, 7 2
2
BAB 4 KRITERIA DESAIN
4-73
= 0,74 ton
Beban arus merata arah horizontal =
FD 0,37
=
= 0, 068 ton/m
h 5, 42
Dimana :
A
= luas penampang yang kena arus
= (kedalaman + HWS) * Diameter tiang pancang
= 2,48 m2
U
= kecepatan arus = 1,7 m/s2
ρ
= berat jenis air laut = 1,025 t/m3
CD
= koefisien Drag (Cd = 1 untuk tiang pancang silinder)
CL
= koefisien Lift ( CL = 2 untuk tiang pancang silinder )
e. Beban Gempa
Faktor keutamaan (I) = 1
Faktor respons gempa (Ci) = 0,38
Faktor daktalitas (R) = 5,6
Wt
= berat total struktur
= total beban mati + 50% beban hidup
= (berat pelat + berat balok + berat pile cap + berat tiang) + 50% beban hidup
= (812 ton) + 50% * 672 ton
t
iW
CR
=
V
= 1147,63 ton
V = 77,9 ton
Beban gempa ini akan terbagi rata pada setiap portal.
BAB 4 KRITERIA DESAIN
4-74
4.5
Analisis Struktur
4.5.1 Material
Material yang digunakan dalam perencanaan ditetapkan sebagai berikut:
a. Beton
Beton dalam hal ini merupakan beton bertulang biasa, cor di tempat.
1) Karakteristik material beton untuk dermaga adalah sebagai berikut:
2)
Jenis
Mutu
Pelat
K300
Balok
K300
Pile Cap
K300
Kekuatan Tarik
Kekuatan beton di dalam tarik adalah suatu sifat yang penting yang
mempengaruhi perambatan dan ukuran dari retak di dalam struktur. Kekuatan
tarik adalah suatu sifat yang lebih bervariasi dibanding kekuatan tekan, dan
besarnya berkisar antara 10 sampai 15 % dari kekuatan tekan.
Kekuatan tarik ( f ct )dari percobaan pembelahan silinder telah ditemukan
sebanding dengan
( f c ). Dalam SI, dengan f c dan f
'
'
ct
dalam Mpa.
f ct = 0,5
f ' c sampai 0,6
f ' c untuk beton berbobot biasa
f ct = 0,4
f ' c sampai 0,5
f ' c untuk beton berbobot ringan
3) Modulus Elastisitas
Modulus elastisitas beton berubah-rubah menurut kekuatan. Modulus elastisitas
juga bergantung pada umur beton,sifat-sifat dari agregat dan semen, kecepatan
pembebanan, jenis dan ukuran dari benda uji. Rumus empiris yang diberikan
oleh ACI 318-83M:
Ec = 4700 f 'c
BAB 4 KRITERIA DESAIN
untuk beton biasa
4-75
Dimana:
Ec = modulus elastisitas beton
wc = berat jenis beton (kg/m3)
4) Kekuatan Lentur
Kekuatan lentur (Mn) dapat diperoleh dengan menggunakan tegangan persegi
ekivalen sebagai berikut :
C = 0,85 f c' ba
T = As f y
Di mana pemakaian dari
f y memisalkan bahwa tulangan meleleh sebelum
kehancuran beton. Penyamaan C = T menghasilkan:
a=
As f y
0,85 f c' b
M n = As f y (d − a / 2)
Dimana:
C
= gaya tekan (N)
a
b
= tinggi distribusi tegangan persegi (mm)
fc'
= kekuatan tekan (MPa)
As
= luas tulangan tarik (mm2)
fy
= tegangan tarik leleh (MPa)
d
= ketinggian efektif (mm)
= lebar penampang beton (mm)
5) Perbandingan Tulangan ( ρ )
Perbandingan tulangan ( ρ ) digunakan untuk menyatakan jumlah relatif dari
tulangan tarik di dalam suatu balok secara lebih mudah.
ρ=
As
bd
6) Perbandingan Tulangan Maksimum
BAB 4 KRITERIA DESAIN
4-76
Untuk menjamin pola keruntuhan yang daktail di dalam lentur, maka ayat
peraturan ACI 10.3.3 membatasi jumlah tulangan tarik untuk tidak melebihi 75
% dari tulangan keadaan regangan berimbang, yaitu:
maksimum
ρb =
ρb
ρ = 0,75ρb
0,85 f c'  600
β1 
fy
 600 + f y




= perbandingan tulangan dalam keadaan berimbang.
Dengan f ' c dan f y dalam Mpa, β1= 0,85 untuk f ' c ≤ 30 MPa.
Rasio dari tulangan spiral ρ s tidak boleh kurang dari nilai yang diberikan oleh
persamaan:
 Ag
 f'
− 1 c
 Ac
 fy
ρ s = 0,45
dimana:
Ag
= luas penampang bruto (tanpa tulangan) (mm2)
As
= luas inti dari batang tekan bertulangan spiral, diukur dari sisi luar garis
tengah spiral (mm2)
7) Perbandingan Tulangan Minimum
Bila baja tulangan di dalam suatu unsur yang mengalami lentur dengan Mu yang
kecil hanya sedikit jumlahnya, balok kemungkinan akan berfungsi di dalam
keadaan tidak retak.
ρ min =
1,4
fy
8) Penyaluran dari Penulangan
Di dalam perencanaan yang berdasarkan metoda kekuatan, tujuannya adalah
mencapai tegangan leleh f y di dalam tulangan. Tegangan lekat u adalah
satuan tegangan nominal di ambang pintu keruntuhan yaitu, kapasitas tegangan
lekat batas uu . Dengan demikian panjang penyaluran Ld yang dibutuhkan
untuk pengangkeran batang tulangan yang bekerja dengan tegangan leleh
adalah:
Ld =
f y db
4 uu
Di mana:
BAB 4 KRITERIA DESAIN
4-77
Ld
= panjang penyaluran (mm)
db
= garis tengah tulangan (mm)
uu
= kapasitas tegangan lekat ultimit
9) Panjang Penyaluran Dasar Untuk Tulangan Tarik
Untuk SI dan ACI 318-83 M, dengan Ldb dan db dalam mm, Ab dalam mm2, fy dan
f ' c dalam Mpa panjang penyaluran dasar untuk tulangan tarik:
1) Untuk #35 M atau lebih kecil
Ldb = 0.019
Ab f y
f
atau
'
c
0.058db f y
2) Untuk #45 M
Ldb =
26 f y
f c'
3) Untuk #55 M
Ldb =
0,36 d b f y
f c'
4) Untuk kawat berprofil
Ldb =
10)
0,36 d b f y
f c'
Panjang Penyaluran Untuk Tulangan Tekan
Rumus panjang penyaluran untuk penulangan tekan dapat diperoleh dari
persamaan berikut, dengan Ld = Ldb :
 f ydb 

Ldb = 0,24
 f' 
c 

Ldb = 0,44 f y d b
Secara umum panjang penyaluran untuk tulangan tekan:
BAB 4 KRITERIA DESAIN
4-78
 A perlu 
Ld = 0, 44 f y d b   s
 [ 0,75untuk penutup spiral ] ≥ 200mm
A
ada
 s

11)
Kekuatan Geser
Kekuatan Geser dari Beton Tidak Bertulangan Geser
Kekuatan pada saat terjadinya retak miring umumnya sebagai retak lentur
geser) diambil sebagai kekuatan geser dari suatu balok yang tidak bertulangan
geser sesuai dengan peraturan ACI.
Dengan mendefinisikan
lebar web ( bw ) untuk
Vc
sebagai kekuatan nominal dari balok dan memakai
b memberikan persamaan:
Vc =
ρ V d
1
 f c' + 100 w g bw d ≤ 0,3 f c' bw d
6
Mu 
Kekuatan Geser dari Beton Bertulangan Geser
Cara tradisional dari ACI di dalam perencanaan kekuatan geser adalah
dengan jalan meninjau kekuatan geser nominal Vn sebagai jumlah dari dua
bagian:
Vn = Vc + V s
Dimana:
Vn
= kekuatan geser nominal (kNm)
Vc
= kekuatan geser dari balok yang dikerahkan oleh beton (kNm)
Vs
= kekuatan geser dari penulangan geser (kNm)
Vs =
A f ( sin α + cos α )
d (1 + cot α )
Av f y sin α = v y
s
s
Dimana:
Av = luas tulangan geser dengan jarak (mm2)
s
= tegangan tarik leleh untuk tulangan geser
BAB 4 KRITERIA DESAIN
4-79
Bila
α = 900 maka Vs =
Av f y d
s
12) Jumlah Penulangan Geser
Jumlah penulangan geser tidak boleh terlalu sedikit atau terlalu banyak untuk
menjamin melelehnya tulangan sewaktu kekuatan runtuh geser dicapai.
Peraturan ACI mensyaratkan luas tulangan geser minimum Av sebesar :
Av min =
bw s
3fy
1

Vs =  MPa bw d
3

dimana:
bw
= lebar penampang beton (mm)
Untuk komponen struktur yang hanya dibebani oleh geser dan lentur maka
kekuatan geser adalah:
1
Vc = 
6

f c' bw d

Vc = (0,07 + 8,3 ρ w ) f c' bw d
Jarak antar sengkang
smax =
d
≤ 12 inchi
4
Untuk penulangan geser minimum dilakukan berdasarkan ketentuan yang dimuat
dalam SK SNI 03 – 2847 - 2002, yakni sebagai berikut:
•
Bila dipasang sengkang pengikat untuk memindahkan geser, maka luas
sengkang tidak boleh diambil kurang dari yang diperlukan oleh ayat 13.5
butir 5 sub 3, dan spasi sengkang pengikat tidak boleh melebihi empat kali
dimensi terkecil dari elemen yang didukung atau 600 mm.
•
Sengkang pengikat untuk geser horizontal boleh terdiri dari batangan
tulangan tunggal atau kawat, sengkang berkaki banyak, atau kaki vertikal
dari jarring kawat-las.
•
Semua sengkang pengikat harus dijangkarkan sepenuhnya ke dalam elemenelemen yang saling dihubungkan dengan ayat 14.13.
BAB 4 KRITERIA DESAIN
4-80
•
Masing-masing ayat yang telah disebutkan di atas dapat dilihat pada buku SK
SNI 03 – 2847 – 2002.
13) Selimut Beton
Selimut beton pada pekerjaan ini sebesar 8 cm untuk pelat, 8cm untuk balok dan
8 cm untuk pile cap.
Selimut beton ini penting untuk dipenuhi mengingat kebutuhan penulangan
sangat dipengaruhi oleh jarak antara titik pusat tulangan utama terhadap sisi
depan. Selimut ini juga diperhitungkan sebagai perlindungan terhadap korosi
akibat air laut.
b. Baja Tulangan
Baja tulangan yang digunakan, memiliki karakteristik sebagai berikut :
Yield Stress (fy)
350 MPa
Modulus Elastisitas
210.000 MPa
c. Tiang Pancang Baja
Tiang pancang dalam perencanaan mengacu kepada spesifikasi ASTM A252 atau
STK-41. Tiang pancang baja pada daerah splash zone akan dipasang selimut beton
tebal 150 mm atau material lain.
1) Karakteristik
Karakteristik tiang pancang yang digunakan adalah sebagai berikut:
Yield Stress (fy)
400 MPa
Modulus Elastisitas
210.000 MPa
2) Tegangan Ijin (Allowable Stress)
Tegangan ijin pada tiang pancang diperhitungkan berdasarkan prosedur AISC
sebagai berikut:
i. Tegangan Aksial
- Tegangan ijin aksial tekan diperhitungkan sebagai berikut:
BAB 4 KRITERIA DESAIN
4-81
2

 kL  

  
1.0 −  r 2 
2Cc 




 *F
fa =
y
3
 kL   kL 
5 3  r   r 
+
−
3 8 Cc
8Cc 3
dimana:
kL
kL
kL
= nilai terbesar dari y dan x
r
ry
rx
Cc = 2π 2 E / Fy
- Tegangan ijin aksial tarik diperhitungkan sebagai berikut:
Fa = 0.6 Fy
ii. Tegangan Lentur
Tegangan ijin lentur untuk penampang pipa diperhitungkan sebagai berikut:
Fb22 = 0.60 Fy
Fb22 = 2340 kg/cm2
Fb33 = 0.60 Fy
Fb33 = 2340 kg/cm2
3) Geser
Tegangan ijin geser diperhitungkan sebagai berikut:
Fv = 0.40Fy
Untuk tegangan geser luas penampang tiang pancang adalah mencapai 0.6IA.
Hal ini berkaitan dengan efek beban lentur yang terjadi pada tiang pada saat
bersamaan.
d. Pelindung Korosi
Perlindungan korosi tiang pancang adalah beton cor dimulai dari 100 cm di bawah
LWS hingga ujung tiang pancang bagian atas.
Tingkat korosi dari baja akan tergantung dari kondisi lingkungan tempat struktur
dibangun karena laju korosi tergantung dari kondisi lokasi yang korosif.
Laju korosi pada material baja dapat dilihat pada Tabel 4.16
BAB 4 KRITERIA DESAIN
4-82
Tabel 4.16 Laju korosi material baja (OCDI 217)
Laut
Darat
Lingkungan Korosif
HWS ~ Diatas
HWS ~ LWS -1m
LWS -1m ~ seabed
Dibawah seabed
Diatas tanah dan terekspos udara
Dibawah tanah (diatas lapisan air tanah)
Dibawah tanah (dibawah lapisan air tanah)
Laju Korosi (mm/tahun)
0,3
0,1 ~ 0,3
0,1 ~ 0,2
0,03
0,1
0,03
0,02
Dari tabel diatas kita dapat menghitung laju korosi untuk tiang pancang dermaga
dan trestle setelah 25 tahun.
Tiang pancang dermaga = 0,3 x 25 tahun
= 7,5 mm.
Tiang pancang trestle
= 7,5 mm.
=0,3 x 25 tahun
Dari hitungan tersebut, dapat diperkirakan setelah 25 tahun tebal tiang pancang
dermaga dan trestle akan berkurang sekitar 7,5 mm. Oleh karena itu, dibutuhkan
proteksi untuk mengurangi laju korosi dari tiang pancang ini.
BAB 4 KRITERIA DESAIN
4-83